DE60021554T2

DE60021554T2 - Rotationsblutpumpe sowie kontrollsystem dafür

Info

Publication number: DE60021554T2
Application number: DE60021554T
Authority: DE
Inventors: Joseph Peter AYRE; Douglas Geoffrey TANSLEY; Andrew Peter WATTERSON; Campbell John WOODARD
Original assignee: University of Technology Sydney; Ventrassist Pty Ltd
Current assignee: Thoratec LLC
Priority date: 1999-04-23
Filing date: 2000-04-20
Publication date: 2006-03-30
Anticipated expiration: 2020-04-21
Also published as: WO2000064509A1; JP2002541986A; EP1176999B8; EP1602386A1; CA2370755A1; EP1176999B1; ATE300322T1; EP1176999A1; EP1176999A4; CA2370755C; DE60021554D1; CN1372479A; WO2000064509B1

Description

Diese Erfindung betrifft eine Pumpe und ein Kontrollsystem für diese Pumpe, wobei es sich bei der Pumpe um eine der Art handelt, die einen Rotor aufweist, der sich innerhalb eines Pumpenhohlraums in einem Pumpengehäuse befindet, wobei das Gehäuse einen Fluideinlass in Fluidverbindung mit dem Hohlraum hat und das Gehäuse einen Fluidauslass in Fluidverbindung mit dem Pumpenhohlraum hat, wobei der Rotor in Drehung um eine Rotorachse versetzt wird, sodass das Fluid von dem Einlass durch den Pumpenhohlraum hindurch zum Pumpenauslass gedrückt wird, wobei der Rotor von der Rotorbetätigungseinrichtung in Drehung versetzt wird und der Rotor für die Drehbewegung der Rotorhalteeinrichtung gehalten wird.
Eine Pumpe und ein System dieser Art sind aus der WO 99/12587 bekannt. Die bekannte Pumpe und das bekannte System sind für ein kontinuierliches Pumpen von Blut geeignet. Eines der Ausführungsbeispiele weist eine elektrische Regelung zum Antreiben einer Pumpenanordnung auf. Die Regelung weist einen Dreiphasen-Wechselregler auf, der geeignet ist, die Windungen einer Pumpenanordung anzutreiben. Der Wechselregler bestimmt relative Phasen- und Frequenzwerte zum Antreiben der Windungen in Bezug auf die Eingangsgeschwindikeit an einem Einstellpunkt, welche von dem physiologischen Regler erhalten werden, welcher wiederum Steuerimpulse einschließlich Motorspannungseingang (erhalten von dem Wechselregler) Patientenblutströmung, und venöse Sauerstoffsättigung empfängt.
Der Gegenstand der Erfindung besteht darin, eine Pumpe für ein verbessertes Regelsystem vorzugschlagen.
Dieses Ziel wird mit einer Pumpe und einen System der oben genannten Art erreicht, dadurch gekennzeichnet, dass der Rotor von der Steuereinrichtung, welche auf die Rotorbetätigungseinrichtung einwirkt, auf einer vorgegebenen Drehzahl oder nahe an ihr gehalten wird, wobei die Steuereinrichtung als Eingangsvariablen eine erste Eingangsvariable, die von der Betätigungseinrichtung abgeleitet wird und den Energieverbrauch von der Betätigungseinrichtung umfasst, und eine zweite Eingangsvariable empfängt, die von der Betätigungseinrichtung abgeleitet wird, und die tatsächliche Drehzahl des Rotors umfasst, woduch die Steuereinrichtung ausgehend von Signalen die von der Betätigungseinrichtung bereit gestellt werden, die Förderhöhe in der Pumpe und/oder die Förderleistung des Fluids bis auf einen Näherungswert einer vorgegebenen Genauigkeit schätzt, wobei die Steuereinrichtung ausgehend von den Schätzwerten, gewünschten Einstellpunkten und vorgegebenen Werten eine gewünschte Drehzahl berechnet und die Steuereinrichtung für die Rotorbetätigungseinrichtung dazu veranlasst, den Rotor in eine Drehung mit dieser gewünschten Drehzahl zu versetzen.
Die Pumpe und das System gemäß der Erfindung können Strömungsabschätzungen einer Pumpe ermöglichen, welche von der Energie und von der Pumpengeschwindigkeit bestimmt werden, und können auch einem hydrodynamischen Rotor einer Zentrifugalpumpe ermöglichen einem Freiheitsgrad von 5° zu widerstehen.
Die US 5,725,357 offenbart eine Blutpumpe mit einem drehbaren, magnetisch aufgehängten Rotor, welcher von einer elektronischen Schaltung geregelt wird, wobei die elektronische Schaltung einen Betriebszustand der Pumpe ausgehend vom Motorstrom und dem in der Pumpe erzeugten Druck bestimmt und die Pumpeneinstellungen entsprechend ändert.
Die US 4,781,525 offenbart ein Strömungsmesssystem zur Verwendung bei einer Zentrifugalpumpe mit Schwenklager. Die Blutströmungsrate in der Pumpe wird indirekt gemessen und aus dem Verhältnis der Pumpendrehzahl zur Motorleistung berechnet. Die Motorleistung bildet einen Teil der Motordrehmomentenrechnung und wird hierdurch verwendet, um Pumpenströmungsraten zu bestimmen. Die Pumpenströmungsrate wird dann durch die Geschwindigkeit des Pumpenmotors geändert.
Bevorzugte Ausführungsformen der Pumpe und des Systems gemäß der Erfindung werden in den abhängigen Ansprüchen 2 bis 37 beansprucht.
Ausführungsbeispiele der vorliegenden Erfindung werden nun unter Bezugnahme auf die beiliegenden Zeichnungen beschrieben.
1 zeigt eine Längsschnittsansicht einer bevorzugten Ausführungsform der Erfindung.
2 zeigt eine Querschnittsansicht, im Wesentlichen entlang der Linie Z-Z von 1.
3A zeigt eine Querschnittsansicht einer Laufradschaufel, im Wesentlichen entlang der Linie A-A von 2.
3B ist eine Vergrößerung des Abschnitts Schaufel-Pumpengehäuse von 3A.
3C zeigt eine alternative Laufradschaufelform.
4A, B, C zeigen verschiedene mögliche Anordnungen eines Magnetmaterials innerhalb einer Schaufel.
5A, B und C zeigen Ansichten von der linken Seite von möglichen Windungsgeometrien, im Wesentlichen gesehen entlang der Linie S-S von 1.
6 zeigt eine diagrammartige Querschnittsansicht einer alternativen Ausführungsform der Erfindung als Axialpumpe.
7 zeigt eine auseinandergezogene perspektivische Ansicht einer Zentrifugalpumpenanordnung gemäß einem weiteren Ausführungsbeispiel der Erfindung.
8 zeigt eine perspektivische Ansicht des Laufrades der Anordnung nach 7.
9 zeigt eine perspektivische abgeschnittene Darstellung des Laufrades nach 8 innerhalb der Pumpenanordnung von 7.
10 zeigt eine Seitenschnittansicht des Laufrades von 8.
11 zeigt eine detaillierte Ansicht im Querschnitt der Randabschnitte des Laufrades von 10.
12 zeigt ein Blockdiagramm einer elektronischen Antriebsschaltung für die Pumpenanordnung nach 7.
13 zeigt einen Graph Kopf vs Strömung für die Pumpenanordnung von 7.
14 zeigt einen Graph des Pumpenwirkungsgrads vs Strömung für die Pumpenanordnung nach 7.
15 zeigt einen Graph des elektrischen Energieverbrauchs vs Strömung der Pumpenanordnung von 7.
16 zeigt eine ebene Schnittansicht der Pumpenanordnung mit einer Volutenanordnung gemäß einem bevorzugten Ausführungsbeispiel.
17 zeigt eine ebene Schnittansicht einer Pumpenanordnung mit einer alternativen Volutenanordnung.
18 zeigt eine ebene Ansicht eines Laufrades gemäß einem weiteren Ausführungsbeispiel der Erfindung.
19 zeigt eine ebene Ansicht eines Laufrades gemäß einem weiteren Ausführungsbeispiel der Erfindung.
20 zeigt eine perspektivische Ansicht eines Laufrades gemäß noch einer weiteren Ausführungsform der Erfindung.
21 zeigt eine perspektivische Ansicht eines Laufrads gemäß einem weiteren Ausführungsbeispiel einer Erfindung.
22 ist eine perspektivische teilweise weggeschnittene Ansicht eines Laufrads gemäß einem weiteren Ausführungsbeispiel der Erfindung.
23 ist eine perspektivische Ansicht des Laufrads von 22 von oben.
24 ist eine perspektivische Ansicht des Laufrads von 22, wobei dessen obere Schaufeln entfernt sind.
25 zeigt ein weiteres Ausführungsbeispiel, bei dem die verformte Oberfläche an dem Pumengehäuse angeordnet ist.
26 zeigt ein weiteres Ausführungsbeispiel bei, dem verformte Oberflächen an dem Laufrad und dem Pumpengehäuse angeordnet ist.
27 zeigt diagrammartig die Basis für den Betrieb der "verformten Oberflächen" verwendet für die hydroynamische Aufhängung der Ausführungsbeispiele gemäß der Erfindung.
28 zeigt ein Blockdiagramm eines Abschätzungs- und Regelsystems für einen Nicht-Kontakt gemäß einem ersten Ausführungsbeispiel der Erfindung angewendet auf eine Blutpumpe.
29 zeigt eine charakteristische Abschätzungskurve, welche von dem Abschätzungs- und Kontrollsystem für den Nicht-Kontakt gemäß 28 eingesetzt wird.
30 ist eine seitliche weggeschnittene Ansicht der Pumpe nach 28.
31 ist eine weggeschnittene Grundrissansicht der Spule und des Magnetsystems der Pumpe von 28.
32 zeigt ein Blockdiagramm einer elektronischen Antriebsschaltung für die Pumpenanordung nach 7.
33 zeigt den Wirkungsgrad über der spezifischen Geschwindigkeit für einen Bereich von Pumpentypen, zum Vergleich mit flachen HQ-Kurven nach 13.
34 zeigt einen grafischen Vergleich von HQ-Kurven für Pumpenkonstruktionen gemäß Ausführungsbeispielen der Erfindung im Vergleich HQ-Kurven typischer Zentrifugalpumpen.
35 zeigt eine besonders bevorzugte Form eines Laufrads, beschrieben in Bezug auf das Beispiel 2.
36 zeigt eine implantierte Rotationspumpenanordung und ein zugehöriges Steuersystem gemäß Beispiel 2.
37 zeigt grafisch eine Regelstrategie, um ein Überpumpen des Systems gemäß Beispiel 2 zu vermeiden.
38 ist eine grafische Darstellung einer Anwendung der Algorithmen des Regelsystems, um den Druckkopf für Beispiel 2 abzuschätzen.
39 zeigt eine grafische Darstellung der Anwendung der Algorithmen des Regelsystems, um eine Strömungsratenabschätzung für das System gemäß Beispiel 2 vorzusehen.
Detaillierte Beschreibung bevorzugter Ausführungsbeispiele
Die Pumpenanordnungen gemäß verschiedener bevorzugter Ausführungsformen, welche im Folgenden beschrieben werden, sind alle, insbesondere, jedoch nicht ausschließlich zur Implantation in einen Körper eines Säugetiers vorgesehen, um die Funkion des Säugetierherzens zu unterstützen, wenn nicht zu übernehmen. In der Praxis wird dies durch vollständiges Anordnen der Pumpenanordnung im Körper des Säugetiers und eine Verbindung der Pumpe zwischen der linken Ventrikel und der Aorta durchgeführt, um die Linksherzfunktion zu unterstützen. Sie kann auch mit dem rechten Ventrikel und der Pulmonalarterie verbunden werden, um die rechte Seite des Herzens zu unterstützen.
In diesem Fall hat die Pumpenanordnung ein Laufrad, welches vollständig innerhalb des Pumpenkörpers abgedichtet ist und somit keine Welle benötigt, die sich durch den Pumpenkörper erstreckt, um dieses zu tragen. Das Laufrad ist im Betrieb innerhalb des Pumpenkörpers durch die Einwirkung hydrodynamischer Kräfte aufgehängt, welche in Folge der Interaktion zwischen dem rotierenden Laufrad, den inneren Pumpenwänden und dem Fluid, welches durch Veranlassung des Laufrades von einem Einlass der Pumpenanordnung zu einem Auslass hiervon gedrängt wird, ausgeübt werden.
Ein bevorzugtes Ausführungsbeispiel der Erfindung ist die Zentrifugalpumpe 1, wie gezeigt in den 1 und 2, vorgesehen zur Implantation in einen menschlichen Körper, wobei in diesem Fall das Bezugsfluid Blut ist. Das Pumpengehäuse 2 kann in zwei Teilen hergestellt werden, einem vorderen Teil 3 in Form eines Gehäusekörpers und einem hinteren Teil 4 in Form eines Gehäusedeckels, mit einer dazwischen befindlichen glatten Verbindung, z. B. an der Stelle 5 in 1. Die Pumpe 1 hat einen axialen Einlass 6 und einen tangentialen Auslass 7. Das rotierende Teil oder Laufrad 100 hat eine sehr einfache Form, es hat nur Schaufeln 8 und einen Träger 9 für die Schaufeln, um diese Schaufeln relativ zueinander fixiert zu halten. Die Schaufeln können gekrümmt, wie in 2 gezeigt ist, oder gerade sein, wobei sie in diesem Fall entweder radial oder geneigt, d. h. unter einem Winkel zu dem Radius angeordnet sein können. Dieses rotierende Teil 100 wird im Folgenden das Laufrad 100 genannt. Es dient jedoch auch als Lagerkomponente und als der Rotor einer Motorkonfiguration, welche im Folgenden beschrieben wird, wodurch durch elektromagnetische Mittel ein Drehmoment auf das Laufrad 100 aufgebracht wird. Es ist zu beachten, dass das Laufrad keine Welle hat, und dass das Fluid aus dem Bereich seiner Achse RR in das Laufrad gelangt. Ein Teil des Fluids strömt vor dem Trägerkonus 9 und ein Teil dahinter, sodass die Pumpe 1 als eine auf zwei Seiten offene Pumpe betrachtet werden kann, im Vergleich zu konventionellen offenen Zentrifugalpumpen, welche nur an der Vorderseite offen sind. Ungefähre Dimensionen, welche für die Pumpe 1 als geeignet gefunden wurden, um als Ventrikelunterstützungsvorrichtung zu dienen, wenn sie bei Geschwindigkeiten im Bereich von 2000 bis 4000 Umdrehungen pro Minute arbeitet, sind ein äußerer Schaufeldurchmesser von 40 mm, ein äußerer Gehäusedurchschnittsdurchmesser von 60 mm und eine Gehäuseaxiallänge von 40 mm.
Wenn sich die Schaufeln 8 innerhalb des Gehäuses bewegen, strömt ein Teil des Fluids durch die Zwischenräume, welche in den 1 und 3 stark übertrieben sind, zwischen den Schaufelenden 101 und der Gehäusevorderwand 10 und der Gehäuserückwand 11. Bei allen offenen Zentrifugalpumpen werden die Zwischenräume klein gestaltet, da diese Leckageströmung den hydrodynamischen Wirkungsgrad der Pumpe verringert. Bei der in diesem Ausführungsbeispiel offenbarten Pumpe sind die Zwischenräume etwas kleiner gestaltet, als dies üblich ist, damit die Leckageströmung verwendet werden kann, um ein hydrodynamisches Lager zu bilden. Damit die hydrodynamischen Kräfte ausreichen, müssen die Schaufeln auch, wie in den 3A und 3B gezeigt ist, abgeschrägt sein, sodass der Zwischenraum 104 an der Vorderkante 102 der Schaufel 8 größer ist, als an der Schaufelhinterkante 103. Das Fluid 105, welches durch den Zwischenraum strömt, erfährt somit eine keilförmige Einschnürung, welche eine Schubkraft erzeugt, wie in Reynolds' Theory of Lubrication (siehe beispielsweise "Modern Fluid Dynamics, Band 1, Incompressible Flow", von N. Curle and H. J. Davies, Van Nostrand, 1968) beschrieben ist. Die Schubkraft ist proportional zu dem Quadrat der Schaufeldicke an der Kante, und demnach werden dicke Schaufeln bevorzugt, da, wenn die Proportion der mit Schaufeln gefüllten Pumpenkavität konstant ist, dann die Nettoschubkraft umgekehrt proportional zur Anzahl der Schaufeln ist. Die Schaufelkanten können jedoch so ausgebildet werden, dass sie sich als Schwänze dünner Schaufeln erstrecken, wie in 3C gezeigt ist, um den Schaufelbereich neben den Wänden zu erhöhen.
In einer besonderen Form sind die Schwänze mit benachbarten Schaufeln verbunden, um einen kompletten Mantel mit darin integrierten Keilen oder Verjüngungen zu bilden. Beispiele einer Mantelkonstruktion sowie anderer Variationen der Schaufelstruktur werden an späterer Stelle in dieser Beschreibung beschrieben werden.
Zur Vereinfachung der Herstellung kann die Gehäusevorderwand 10 konisch ausgebildet werden, mit einem Winkel von etwa 45°, sodass sie axiale und radiale hydrodynamische Kräfte erzeugt. Andere Winkel, welche die funktionalen Erfordernisse dieser Pumpe einschließlich der Anforderungen für hydrodynamische Axial- und Radialkräfte einschließen, sind zweckmäßig.
Weitere gekrümmte Oberflächen sind möglich, vorausgesetzt, dass axiale und radiale hydrodynamische Kräfte aufgrund einer Rotation der Schaufeln relativ zu den Gehäuseoberflächen erzeugt werden können.
Bei einer Gestaltungsform kann die Gehäusehinterwand 11 eine etwas konische Ausdehnung 12 aufweisen, welche in die Pumpenkavität 106 zeigt, um die Wirkung des Strömungsstagnationspunkts an der Achse des hinteren Gehäuses zu eliminieren oder zu minimieren.
Alternativ kann eine Erstreckung 12 einem Laufradauge ähneln, um eine gemischte Strömung zu erzeugen.
Bei einer alternativen Ausgestaltung kann die Erstreckung 12 zur Vereinfachung der Herstellung entfallen.
Bei diesem bevorzugten Ausführungsbeispiel wird die Gehäuserückwand 11 zur Vereinfachung der Herstellung und zur Vergleichmäßigung der axialen Strömungsrichtung RR über die Lageroberflächen flach ausgebildet, d. h. unter den Schaufeln tragenden Flächen. Wenn dies der Fall ist, ist eine Spieltoleranz in der Ausrichtung zwischen den Achsen des vorderen Teils 3 und des hinteren Teils 4 des Gehäuses 2 erlaubt. Eine Alternative besteht darin, die hintere Fläche 11 an den Lageroberflächen konisch auszubilden, mit einer Verjüngung in entgegengesetzter Richtung auf die Vorderfläche 10 hin, sodass die hydrodynamischen Kräfte von der hinteren Fläche auch radiale Komponenten haben. Eine engere Toleranz in der Achsenausrichtung wäre dann erforderlich, und ein Teil der Strömung würde eine Umkehr in seiner Axialrichtung erfahren.
Es gibt viele Profile von Lageroberflächen, welche die kantenförmige Einschränkung erzeugen. In dem bevorzugten Ausführungsbeispiel variiert die Menge des entfernten Materials einfach linear oder annähernd linear quer über die Schaufel zwischen dem Körper und den Hinterkanten. Alternative Verjüngungsformen können eine gerundete Vorderkante oder eine Stufe in der lagertragenden Fläche enthalten, obwohl die Ecke in dieser Stufe eine Stagnationslinie darstellen würde, was zu einem Tromboserisiko führen würde.
Für einen vorgegebenen minimalen Zwischenraum ist die hydrodynamische Kraft an der Schaufelhinterkante maximal, wenn der Zwischenraum an der Vorderkante der Schaufelendfläche etwa doppelt so groß ist, als der an der Hinterkante der Schaufelendfläche. Somit sollte die Verjüngung, welche gleich dem Zwischenraum an der Schaufelfläche der Vorderkante minus dem Zwischenraum an der Hinterkante ist, so ausgewählt werden, dass er mit einem nominalen Minimalzwischenraum zusammenpasst, wenn sich das Laufrad zu dieser Kante verschoben hat. Dimensionen, welche, wie herausgefunden wurde, adäquate Vortriebskräfte ergeben, sind eine Verjüngung von etwa 0,05 mm für einen nominalen Minimalzwischenraum von etwa 0,05 mm, und eine durchschnittliche Dicke der Lagerfläche der Schaufel am Umfang von etwa 6 mm für vier Schaufeln. Für die Vorderseite wird die Verjüngung der Ebene senkrecht zu der Achse gemessen. Die Axiallänge des Gehäuses zwischen der Vorder- und der Rückseite sollte dann in jeder Position etwa 0,2 mm größer gestaltet werden, als die Axiallänge der Schaufel, wenn sie mit dem Gehäuse koaxial verläuft, sodass die Minimalzwischenräume beide etwa 0,1 mm axial betragen, wenn das Laufrad 100 innerhalb des Gehäuses 2 zentral angeordnet ist. Dann messen die minimalen Zwischenräume, wenn z. B. das Laufrad axial um 0,05 mm verrutscht, 0,05 mm an einem Ende und 0,15 mm an dem anderen Ende. Die Schubkraft wächst mit abnehmendem Zwischenraum und wäre von dem 0,05 mm Zwischenraum wesentlich größer als von dem 0,15 mm Zwischenraum, etwa 14 mal größer für die oben genannten Maße. Somit gibt es eine Nettorückstellkraft weg von dem kleineren Zwischenraum.
In ähnlicher Weise würde für Radialverschiebungen des Laufrades die Radialkomponente der Schubkraft von dem schmaleren Zwischenraum auf der konischen Gehäusevorderseite die erforderliche radiale Rückstellkraft ergeben. Die axiale Komponente dieser Kraft und ihr Drehmoment auf das Laufrad müssten durch eine Axialkraft und ein Drehmoment von der Gehäusehinterwand ausgeglichen werden, und so wird das Laufrad sich auch axial verschieben und seine Achse kippen müssen, um nicht mehr länger parallel mit der Gehäuseachse zu verlaufen. Somit wird das Laufrad, wenn sich die Person bewegt und die Pumpe durch äußere Kräfte beschleunigt wird, kontinuierlich seine Position und Ausrichtung verschieben, wodurch die Zwischenräume in der Weise variieren, dass die Totalkraft und das Totaldrehmoment auf das Laufrad 100 mit der erforderlichen Massenträgheit zusammenspielt. Die Zwischenräume sind jedoch so klein, dass die Variation im hydrodynamischen Wirkungsgrad gering ist, und die Pumpaktion der Schaufeln wird ungefähr die gleiche sein, wie wenn das Laufrad zentral angeordnet wäre.
Da kleinere Zwischenräume größeren hydrodynamischen Wirkungsgrad und größere Lagerschubkräfte ergeben, erfordern kleinere Zwischenräume auch engere Herstellungstoleranzen, eine Zunahme des Reibungswiderstands auf das Laufrad, und üben eine höhere Scherbeanspruchung auf das Fluid aus. Wenn diese Punkte nun für die oben genannten 0,05 mm Verjüngungen und Zwischenräume in Betracht gezogen werden, werden Toleranzen von etwa 0,005 mm benötigt, was einige Kostensteigerung verursacht, jedoch machbar ist. Eine engere Toleranz ist schwierig, besonders wenn das Gehäuse aus einem Kunststoff hergestellt ist, unter der Annahme, dass die Dimensionsänderungen durch Temperatur und mögliche Fluidabsorption durch Kunststoffmaterialien, welche in Kontakt mit dem Blut kommen können, wie Acryl oder Polyurethan, verursacht werden. Der Reibungsverlust für die oben genannten Zwischenräume erzeugt ein wesentlich kleineres Drehmoment als das typische Motordrehmoment. Schließlich, um die Scherbelastung abzuschätzen, nehme man eine Rotationsgeschwindigkeit von 3.000 UPM und einen typischen Radius von 15 mm an, bei dem die Schaufelgeschwindigkeit bei 4,7 ms^–1 liegt und der durchschnittliche Geschwindigkeitsschub für einen durchschnittlichen Zwischenraum von 0,075 mm 6,2 × 10⁴ s^–1 beträgt. Für Blut mit einer dynamischen Viskosität in Höhe von 3,5 × 10^–3 kgm^–1s^–1 beträgt die durchschnittliche Schubspannung 220 Nm^–2. Andere Prototypen von Zentrifugalblutpumpen mit geschlossenen Schaufeln haben ergeben, dass etwas größere Zwischenräume, z. B. 0,15 mm für die Hämolyse geeignet sind. Ein größerer Vorteil der offenen Schaufeln der vorliegenden Erfindung besteht darin, dass ein Fluidelement, welches durch einen Schaufelkantenzwischenraum hindurchgeht, in dem Zwischenraum eine sehr kurze Verweilzeit, etwa 2 × 10^–3 s, hat, und dass das Fluidelement höchstwahrscheinlich durch die Pumpe ohne das Passieren einer weiteren Schaufelkante hindurch geschwemmt wird.
Unter besonderer Bezugnahme auf die 3A und 3B liegen typische Arbeitsfreiräume und Arbeitsbewegungen für das Laufrad 8 in Bezug auf die obere und die untere Gehäuseoberfläche 10, 11 im Bereich von 100 Micron Abstand an der Decke und am Boden. Im Betrieb werden Gravitations- und andere Kräfte das Laufrad 8 näher zur einen oder anderen Gehäusewand drängen, was typischerweise zu einem Freiraum an einer Schnittstelle im Bereich von 50 Micron und einen korrespondierenden, größeren Freiraum an der anderen Schnittstelle im Bereich von 150 Micron führt. Im Betrieb liegen übliche maximale praktische Freiräume im Bereich von 300 Micron bis hinunter zu 1 Micron.
Typische Wiederherstellungskräfte für eine 25 Gramm schwere Rotormasse, welche bei 2200 Umdrehungen pro Minute dreht, liegen bei 1,96 N bei einem Abstand von 20 Micron und erstrecken sich bis zu 0,1 N bei einem Abstand von 80 Micron.
Um die Nettokraft zu minimieren, welche für die hydrodynamischen Lager erforderlich ist, sollten die von der Massenfluidströmung ausgehenden axialen und radialen hydrodynamischen Kräfte auf das Laufrad minimiert werden, wobei mit "Massenfluidströmung" hier die nicht von den Lagerschubflächen ausgehende Strömung gemeint ist.
Die Radialkraft auf das Laufrad hängt stark von der Form des Ausgangsströmungskollektors oder der Volute 13 ab. Die Form sollte so konstruiert sein, dass sie die Laufradradialkraft über den gewünschten Bereich der Pumpengeschwindigkeiten minimiert, ohne den Pumpenwirkungsgrad zu stark zu verringern. Die optimale Form hat einen etwa schraubenförmigen Umfang zwischen dem "cutwater" und dem Auslass. Die Radialkraft kann auch durch das Einfügen einer inneren Teilung in die Volute 13 verringert werden, um einen zweiten Ausgangsströmungskollektordurchgang zu bilden, mit einer Zunge, die etwa diametral entgegengesetzt zu der Zunge des ersten Durchgangs angeordnet ist.
Eine Grundrissansicht der Position eines Laufrades 100, relativ zum Gehäuse 2 mit einer konzentrischen Volute 13, ist in 2 gezeigt.
17 zeigt die alternative Volutenanordnung mit einer geteilten Volute, die durch eine Volutenwand 107 gebildet ist, welche eine Volute 108 in einem ersten Halbraum des Gehäuses 2 bewirkt, um sich in eine erste Halbvolute 109 und eine zweite Halbvolute 110 über den zweiten Halbraum zu spalten. Die Halbräume sind auf jeder Seite eines Durchmessers des Gehäuses 2 definiert, welches durch den oder in der Nähe des Ausgangspunkts 111 des Auslasses 7 verläuft.
In alternativen Formen können konzentrische Voluten eingesetzt werden, insbesondere dort, wo die spezifische Geschwindigkeit relativ gering ist.
In einer weiteren besonderen Form kann ein schaufelloser Diffusor auch die Radialkraft verringern.
Im Zusammenhang mit der hydrodynamischen Massenkraft, hat der Druck, der auf die Schaufeloberfläche (ohne die Lagerkanten) wirkt, keine axiale Komponente, wenn der Schaufelquerschnitt in der Axialrichtung entlang der Rotationsachse, abgesehen von der konischen Vorderkante, gleichmäßig ausgebildet ist. Dies vereinfacht auch die Herstellung der Schaufeln. Der Schaufelträger 9 muss dann so gestaltet sein, dass der axiale Schub auf das Laufrad minimiert ist, und eine Störung der Strömung über den Geschwindigkeitsbereich minimieren, während er eine ausreichende Festigkeit hat, um eine Schaufelrelativbewegung zu vermeiden. Der Schlüsselkonstruktionsparameter, welcher die Axialkraft betrifft, ist der Winkel des Trägers. Der Träger ist in 1 so gezeichnet, als habe er den selben inneren Durchmesser wie die Schaufeln, was bei der Herstellung helfen kann. Der Träger könnte jedoch mit größerem oder kleinerem inneren Durchmesser zu den Schaufeln gebildet werden. Es könnte von Vorteil sein, einen nicht-achsensymmetrischen Träger zu verwenden, z. B. mit einem Radius an der hinteren Oberfläche einer Schaufel, der größer ist, als der Radius an der vorderen Oberfläche der nächsten Schaufel. Wenn die Schaufeln mit nicht-gleichmäßigem Querschnitt geformt werden, um den hydrodynamischen Wirkungsgrad zu erhöhen, dann können sämtliche hydrodynamischen Massenaxialkräfte hierauf durch Formen des Trägers ausgeglichen werden, um eine entgegengesetzte hydrodynamische Massenaxialkraft hierauf zu erzeugen.
Alternativ kann bei sorgfältiger Herstellung der Verjüngung ein Axialschub erzeugt werden.
Eine sorgfältige Konstruktion der gesamten Pumpe, unter Verwendung von Fluiddynamikberechnungen ist erforderlich, um die optimalen Formen der Schaufeln 8, der Volute 13, des Trägers 9 und des Gehäuses 2 zu bestimmen, um den hydrodynamischen Wirkungsgrad zu maximieren, während die volumenreichen hydrodynamischen Fluidkräfte, Schub und Verweilzeiten niedrig gehalten werden. Sämtliche Kanten und die Verbindungen zwischen den Schaufeln und dem Trägerkonus sollten glatt gemacht werden.
Die Einrichtung zum Gewinnen des Antriebsdrehmoments auf das Laufrad 100 des bevorzugten Ausführungsbeispiels der Erfindung besteht darin, Permanentmagnete 14 in den Schaufeln 8 des Laufrads 100 einzukapseln und diese mit einem rotierenden Magnetfeldmuster, in relativ zu dem Gehäuse 2 eingebetteten Windungen 15 und 16, oszillierender Ströme anzutreiben. Magnete mit hoher Remanenz, z. B. gesinterte Seltene Erden-Magnete sollten eingesetzt werden, um den Motorwirkungsgrad zu maximieren. Die Magnete können axial ausgerichtet sein, ein höherer Motorwirkungsgrad wird jedoch erreicht, wenn die Magnetisierungsrichtung um einen Winkel von etwa 15° bis 30° von der Einlassachse nach außen gekippt wird, wobei 22,5° Kippung für einen Körper mit einem Konuswinkel von 45° geeignet ist. Die Magnetisierungsrichtung muß für benachbarte Schaufeln in der Polarität alternieren. Demnach muss eine gerade Zahl von Schaufeln vorliegen. Da eine niedrige Anzahl von Schaufeln für die Lagerkraft bevorzugt wird, und da zwei Schaufeln keine ausreichende Lagerfestigkeit für die Rotation um eine Achse durch die Schaufeln und senkrecht zu dem Pumpengehäuse haben (es sei denn, die Schaufeln sind sehr stark gekrümmt), sind vier Schaufeln empfehlenswert. Mit einer höheren Anzahl von Schaufeln, beispielsweise sechs oder acht, funktioniert es auch.
Einige mögliche Optionen zur Anordnung der Magnete 14 innerhalb der Schaufeln 8 sind in 4 dargestellt. Die in 4A dargestellte, am ehesten bevorzugte Variante besteht darin, dass die Schaufel neben einer biokompatiblen Schale oder Beschichtung aus Magnetmaterial gebildet ist, um zu verhindern, dass Fluid die Magnete korrodiert und um zu verhindern, dass magnetisches Material, (welches toxisch sein kann), in die Blutbahn gelangt. Die Beschichtung sollte auch speziell an den Schaufelecken ausreichend verschleißfest sein, um einem Reiben während des Anlaufens oder während einer ungünstigen Lagerberührung widerstehen zu können.
In einer besonderen Form sind die Innenwände des Pumpengehäuses 2 ebenfalls mit biologisch kompatiblem und verschleißfestem Material, wie beispielsweise Titannitrit beschichtet, damit der Verschleiß auf beiden Berührungsoberflächen minimiert ist.
Eine geeignete Beschichtungsdicke liegt bei etwa 1 Mikron.
In einer Form kann das Magnetmaterial in einem Titan- oder einem Polymergehäuse vergossen werden, welches dann mit einem biologisch kompatiblen und festen Material wie Diamantbeschichtung oder Titannitrit beschichtet wird.
Ein zweckmäßiges Verfahren zur Herstellung eines Laufrads ist das Formpressen des gesamten Laufrads, der Schaufeln und des Trägerkonus' als ein einzelner axial angeordneter Magnet. Das Formpressen wird stark vereinfacht, wenn nahezu axial gleichmäßige Schaufeln eingesetzt werden (Schaufeln mit einer Hinterschneidung, wie beispielsweise in 3C gezeigt, sind ausgeschlossen). Während des Pressens müssen die zerkleinerten Seltene Erden-Teilchen in einem axialen Magnetfeld orientiert werden. Dieses Verfahren zum Formpressen mit paralleler Ausrichtung ist billiger für Seltene Erden-Magnete, obwohl damit Magnete mit niedriger Remanenz auf einfache Weise erzeugt werden. Die Toleranz beim Formpressen ist nicht gut, und es ist ein Schleifen der sich verjüngenden Schaufelkanten erforderlich. Dann kann das magnetische Laufrad beispielsweise durch physikalische Dampfablage von beispielsweise Titannitrit oder durch chemische Dampfablage einer dünnen Diamantbeschichtung oder einer Teflonbeschichtung beschichtet werden.
Schließlich muss das Laufrad, um die alternierende Polarität der Schaufeln zu schaffen, in eine spezielle Pulsmagnetisierungsvorrichtung gebracht werden, wobei jede Schaufel eine individuelle Spule umgibt. Der Trägerkonus kann in der Nähe der Schaufeln eine gewisse Magnetisierung erfahren, was jedoch vernachlässigbaren Einfluss hat.
Alternative Magnetanordnungen sind in den 4B und 4C skizziert, bei denen viereckige oder Magnete 14 mit Kreisquerschnitt in den Schaufeln eingesetzt sind. Ein Abdichten und Glätten der Schaufelkanten über den Einsatzbohrungen ist dann erforderlich, um die Verjüngung wieder herzustellen.
Alle Kanten in der Pumpe sollten mit Radien und geglätteten Oberflächen versehen sein, um eine mögliche Beschädigung von geformten Elementen des Blutes zu vermeiden.
Die Windungen 15 und 16 des bevorzugten Ausführungsbeispiels sind schlitzfreie oder Luftspaltwindungen, welche der Krümmung der Schaufeln mit der gleichen Polzahl wie der des Laufrads, nämlich vier Pole im bevorzugten Ausführungsbeispiel folgen. Ein ferromagnetischer Eisenanker 17 in konischer Form für die vordere Windung und ein ferromagnetischer Eisenanker 18 in ringförmiger Gestalt für die hintere Windung können an der Außenseite der Windungen angebracht werden, um die magnetischen Strömungsdichten zu steigern und hierdurch den Motorwirkungsgrad zu erhöhen. Die Windungsdicken sollten für maximalen Motorwirkungsgrad konstruiert werden, wobei die Summe ihrer axialen Dicken etwas geringer, jedoch vergleichbar zu der Axiallänge des Magnets ist. Die Anker können aus massivem ferromagnetischem Material wie Eisen hergestellt sein. Um die "Eisenverluste" zu verringern, können die Anker 17 beispielsweise durch schraubenförmig sich windende dünne Streifen laminiert oder aus Eisen/Pulverepoxidverbundwerkstoffen hergestellt werden. Alternativ können sie schraubenförmig gewunden werden, um die Eisenverluste zu reduzieren. Die Anker sollten so positioniert werden, dass überhaupt keine axiale magnetische Kraft auf das Laufrad ausgeübt wird, wenn es zentral in dem Gehäuse angeordnet ist. Die Magnetkraft ist instabil und wächst linear mit der Axialverschiebung des Laufrads aus der zentralen Position, wobei der Gradient die positive Steifigkeit der Magnetkraft genannt wird. Diese instabile magnetische Kraft muss von den hydrodynamischen Lagern aufgefangen werden, und deshalb sollte die Steifigkeit so gering wie möglich gehalten werden. Wenn die Ankerdicke so ausgewählt wird, dass die magnetische Flussdichte am Sättigungswert liegt, wird die Steifigkeit reduziert und ergibt sich eine minimale Masse. Eine Alternative besteht darin, keine Eisenanker zu haben, und die instabile axiale Magnetkraft vollständig zu eliminieren, der Wirkungsgrad solcher Konstruktionen wäre jedoch geringer und die magnetische Flussdichte in der direkten Nachbarschaft der Pumpe könnte Sicherheitsstandards verletzen und eine gewisse Gewebeerwärmung erzeugen. In jedem Fall ist die Steifigkeit für schlitzfreie Windungen akzeptierbar klein, wenn die Anker vorliegen. Eine andere Alternative wäre, die Windungen in Schlitze in laminierten Eisenstatoren unterzubringen, was den Motorwirkungsgrad erhöhen und die Verwendung von weniger Magnetmaterial und potentiell leichteren Laufradschaufeln ermöglichen würde. Die instabilen Magnetkräfte wären jedoch für derart geschlitzte Motoren signifikant. Auch die Notwendigkeit dicker Schaufeln, um die erforderlichen Lagerkräfte zu erzeugen, erlaubt Raum für große Magnete, und so werden für das bevorzugte Ausführungsbeispiel schlitzlose Windung ausgewählt.
Anstatt einer Bestimmung der Jochpositionen derart, dass das Laufrad in der Zentralposition keine magnetische Axialkraft erfährt kann es möglich sein, eine axiale magnetische Vorspannkraft auf das Laufrad auszuüben, welche anderen Kräften wie jeder Art von durchschnittlicher Größe einer hydrodynamischen Axialkraft entgegen wirken kann. Im besonderen können die Drucklager auf der Deckeloberfläche durch Sicherstellen einer Nettoaxialkraft in dem konischen Körper überflüssig werden. Eine derartige Vorspannung würde jedoch größere Durchschnittsdruckkräfte, kleinere Spalte und eine erhöhte Blutbeschädigung erfordern, und so ist das angestrebte Ziel, magnetische und große hydrodynamische Axialkräfte auf das Laufrad, wenn es zentral positioniert ist, zu Null zu bringen.
Die umfassende Konstruktionsanforderung für eine ausschließliche hydrodynamische Aufhängung erfordert die Steuerung der äußeren Kraftbalance, um die relative Größe der hydrodynamischen Druckkraft ausreichend hoch zu machen, um die äußeren Kräfte zu überwinden. Typische äußere Kräfte schließen Gravitationskräfte und Nettomagnetkräfte ein, welche als ein Ergebnis des Motorantriebs auftreten.
Es gibt viele Optionen für die Windungstopologie und die Zahl von Phasen. 5A zeigt die bevorzugte Topologie für die Körperwindung 15, gesehen von der Einlassachse.
Die Deckelwindung 16 sieht ähnlich aus, die Spulen müssen aber nicht das Einlassrohr meiden, und deshalb erscheinen sie in der Form eher dreieckig. Die Körperwindung hat eine komplexere dreidimensionale Gestalt, welche sich an den Enden des Körperträgerabschnitts biegt. Jede Windung besteht aus drei Spulen. Jede Spule ist aus einer Anzahl von Drehungen eines isolierten Leiters hergestellt, wie zum Beispiel Kupfer, wobei die Anzahl von Drehungen ausgewählt wird, um zur erwünschten Spannung zu passen. Die spulenseitigen Mittellinien spannen einen Winkel von etwa 50° bis 100° an der Achse auf, wenn die Spulen sich in Position befinden. Die Spulen für den Körper und den Mantel werden axial in Flucht gebracht, und die axialen benachbarten Spulen werden entweder parallel oder in Serienverbindung verbunden, um eine Phase der Drei-Phasen-Windung zu bilden. Eine Parallelverbindung bietet eine Einrichtung zur Redundanz an, derart, dass, wenn eine Spule ausfällt, die Phase noch Strom durch die anderen Spulen führen kann. In einer Parallelverbindung jeder der Spulen und jeder Körperwindung hat eine Verbindung im neutralen Punkt, wie in 5A dargestellt ist, wogegen bei einer Reihenverbindung nur eine der Windungen einen neutralen Punkt hat.
Eine alternative Dreiphasenwindungstopologie, dargestellt in 5B, verwendet vier Spulen pro Phase für den Körper und die Mantelwindungen, wobei jede Spule sich um das Joch wickelt, eine Topologie welche eine "Gramm ring"-Windung genannt wird.
Eine weitere Dreiphasenwindungstopologie, dargestellt in 5C verwendet pro Phase zwei Spulen für jede Körper- und jede Mantelwindung, und verbindet die Spulenseiten durch azimuthale Endwindungen, wie es bei Standardmotoren üblich ist. Die Spulen sind in einem gekippten Zustand gezeigt, um annähernd der Schaufelkrümmung zu folgen, was den Motorwirkungsgrad erhöhen kann, speziell für die im Folgenden zu beschreibende Strategie, zur Versorgung der Phasen, bei der nur eine Phase zu einem Zeitpunkt mit Energie versorgt wird. Die Windungskonstruktion kann vereinfacht werden durch Anordnen der Spulen um Stifte, welche von einer zeitweisen Formeinrichtung hervorragen, wobei die Stifte als Punkte in zwei Ringen von sechs Stiften jeweils in 5C gezeigt sind. Die Spulen werden alphabetisch in der Reihenfolge beschriftet, in welcher sie gelegt werden würden, Spulen a und d für die Phase A, b und e für die Phase B, und c und f für die Phase C. Anstatt von Stiften oder auch als Stifte können die Spulenorte durch dünne Flossen definiert werden, welche zwischen den Stiften in 5C verlaufen, entlang der Grenze zwischen den Spulen. Die Spulenverbindungen, welche in 5C gezeigt sind, sind die Spulen, die für die Windung am nächsten zu den Motoranschlüssen für den Fall einer Reihenverbindung geeignet sind, wobei der optionale Leiter von dem neutralen Punkt auf der anderen Windung eingeschlossen ist.
Die in 5B und C gezeigten Windungstopologien erlauben die Möglichkeit eines höheren Motorwirkungsgrades, jedoch nur, wenn eine bedeutend höhere Spulenmasse erlaubt ist, und da die Option gemäß 5A kompakter und leichter herzustellen ist, ist dies die bevorzugte Option. Materialrippen zwischen den Spulen nach Option 5A können zur Versteifung des Gehäuses eingesetzt werden.
Viellitzige flexible Leiter innerhalb eines biokompatiblen Kabels können verwendet werden, um die Motorwindungen mit einem Motorregler zu verbinden. Die Energieversorgung der drei Phasen kann durch einen sensorlosen Standardregler durchgeführt werden, bei dem zwei von sechs Halbleiterschaltern in einer Drei-Phasenbrücke gleichzeitig eingeschaltet sind. Alternativ kann es wegen der relativ kleinen Fraktion des von Magneten besetzten Laufradquerschnitts etwas wirkungsvoller sein, nur eine der drei Phasen zu einem Zeitpunkt zu aktivieren, und den Strom von einem Leiter von dem neutralen Punkt in dem Motor zurückzuspeisen. Man muss eine große Vorsicht walten lassen, um sicherzustellen, dass die Integrität aller Leiter und aller Verbindungen fehlersicher ist.
In einem Ausführungsbeispiel werden die zwei Gehäusekomponenten 3 und 4 durch Spritzguss aus nicht elektrisch leitenden Materialien, wie beispielsweise Lexanpolycarbonatkunststoff hergestellt. Alternativ können die Gehäusekomponenten aus Keramik hergestellt werden. Die Windungen und Joche sind idealerweise in dem Gehäuse während der Herstellung eingekapselt. Auf diese Weise wird die Trennung zwischen den Windungen und den Magneten minimiert, was den Motorwirkungsgrad erhöht, und das Gehäuse ist dick, was dessen mechanische Steifigkeit erhöht. Alternativ können die Windungen außerhalb des Gehäuses von einer Dicke von wenigstens etwa 2 mm für eine ausreichende Steifigkeit positioniert werden.
Wenn der Kunststoff des Gehäusematerials hygroskopisch ist oder wenn die Windungen außerhalb des Gehäuses liegen, kann es erforderlich sein, zuerst die Windungen und das Joch in einer sehr dünnen impermeablen Schale einzuschließen. Idealerweise sollte die Schale nicht leitend (beispielsweise aus Keramik oder Kunststoff) sein. Titan in einer Dicke von etwa 0,1 mm bis 0,2 mm ermöglicht ausreichend niedrige Hystereseverluste. Eine Einkapselung in einer derartigen Schale ist erforderlich, um eine Bewegung der Windungen zu vermeiden.
Alternativ und in einem besonders bevorzugten Ausführungsbeispiel können die Gehäusekomponenten 3 und 4 aus einem biokompatiblen metallischen Material mit niedriger elektrischer Leitfähigkeit, wie zum Beispiel Ti-6A1-4V, hergestellt sein. Um die Hystereseverluste zu minimieren muss das Material so dünn wie möglich sein, zum Beispiel 0,1 mm bis 0,5 mm, überall dort wo das Material hohe alternierende Magnetflussdichten erfährt, wie zum Beispiel zwischen den Spulen und den inneren Gehäuseoberflächen 10 und 11.
Die Kombination der Motor- und Lagerkomponenten in dem Laufrad des bevorzugten Ausführungsbeispiels schafft verschiedene Schlüsselvorteile. Der Rotor hat folglich eine sehr einfache Form, mit dem einzigen Nachteil, dass das Lager geringe Herstellungstoleranzen hat. Die Rotormasse ist sehr gering, was die erforderliche Lagerkraft zur Gewichtskompensierung minimiert. Die Lagerkräfte sind geringer, als sie sein müssten, um ein Drehmoment auf die Trägermagnete an einem Ende des Rotors zu schaffen, wenn die Lager und der Motor im selben Bereich des Rotors liegen.
Ein Nachteil der Kombination der Funktionen des Laufrads besteht darin, dass seine Konstruktion ein kombiniertes Problem ist. Die Optimierung sollte idealerweise die Fluiddynamik-, die magnetischen und Lagerschubberechnungen verbinden. Tatsächlich kann die Schaufeldicke zuerst grob dimensioniert werden, um einen günstigen Motorwirkungsgrad und ausreichende Lagerkräfte innerhalb eines Sicherheitsrahmens zu schaffen. Zufälligerweise werden beide Erfordernisse für vier Schaufeln mit einer ungefähren Durchschnittsumfangsdicke von 6 mm getroffen. Die Formen des Gehäuses, der Schaufeln und des Trägers können dann unter Verwendung von Fluiddynamikberechnungen konstruiert werden, wobei die oben genannte minimale Durchschnittsschaufeldicke beibehalten wird. Schließlich können der Motorstator, d. h. Windungen und Anker, für einen maximalen Motorwirkungsgrad optimiert werden.
6 zeigt ein alternatives Ausführungsbeispiel der Erfindung als Axialpumpe. Das Pumpengehäuse ist aus zwei Teilen hergestellt, einem vorderen Teil 19 und einem hinteren Teil 20, welche beispielsweise an der Stelle 21 miteinander verbunden sind. Die Pumpe hat einen axialen Einlass 22 und einen axialen Auslass 23. Das Laufrad hat nur Schaufeln 24, welche auf einem Trägerzylinder 25 mit an jedem Ende reduziertem Radius befestigt sind. Ein wichtiges Merkmal dieser Ausführungsform besteht darin, dass die Schaufellagerflächen verjüngt sind, um hydrodynamische Schubkräfte zu erzeugen, welche das Laufrad aufhängen. Diese Kräfte können für eine radiale Aufhängung allein von dem gestreckten Abschnitt 26 des Gehäuses verwendet werden, wobei einige alternative Einrichtungen für eine axiale Aufhängung verwendet werden können, beispielsweise stabile axiale Magnetkräfte oder ein konventionelles hydrodynamisches Schublager mit verjüngtem Ausgang, verwendet werden. 6 zeigt eine Konstruktion, welche verjüngte Schaufellagerflächen verwendet, um ebenfalls ein axiales hydrodynamisches Lager zu bilden. Das Gehäuse ist an seinen Enden mit einem sich verringernden Radius versehen, um eine Vorderwand 27 und eine Rückwand 28 zu bilden, von der die Axialkräfte den Motor axial aufhängen können. In den Schaufeln sind Magnete eingebettet, wobei die Schaufeln alternierende Polarität haben und vier Schaufeln empfohlen werden. In dem äußeren Radius des Trägerzylinders 25 kann Eisen verwendet werden, um die magnetische Flussdichte zu erhöhen. Alternativ könnten die Magnete in dem Trägerzylinder angeordnet werden, und Eisen könnte in den Schaufeln verwendet werden. Eine schlitzfreie Schraubenwindung 29 empfiehlt sich, mit sich nach außen biegenden Endwindungen 30 an einem Ende, um das Einsetzen des Laufrads zu ermöglichen und mit sich nach innen biegenden Windungen 31 am anderen Ende, um das Einsetzen der Windung in einen zylindrischen Magnetanker 32 zu ermöglichen. Die Windung kann im hinteren Gehäuseteil 20 gekapselt sein.
Drittes Ausführungsbeispiel
7 bis 15 zeigen ein weiteres bevorzugtes Ausführungsbeispiel der Pumpenanordnung 200.
Insbesondere 7 zeigt die Pumpenanordnung 200 mit einem Gehäusekörper 201, der für eine Schraubverbindung mit einem Gehäusedeckel 202 geeignet ist, um darin eine Kavität 203 für eine Zentrifugalpumpe zu definieren.
Die Kavität 203 enthält ein Laufrad 204, geeignet zur Aufnahme von Magnete 205 in Ausnehmungen 206, welche innerhalb von Schaufeln 207 definiert sind. Wie beim ersten Ausführungsbeispiel werden die Schaufeln von einem Träger 208 getragen.
Außerhalb der Kavität 203, jedoch als Teil der Pumpenanordnung 200, ist eine Körperwindung 209 angeordnet, welche symmetrisch um den Einlass 210 montiert und zwischen dem Gehäusekörper 201 und einem Gehäuseanker 211 gehalten ist.
Ebenfalls Teil der Pumpenanordnung 200 und ebenfalls außerhalb der Pumpenkavität 203 angeordnet, ist eine Deckelwindung 212, welche in einer Ausnehmung 213 für die Windung angeordnet ist, welche wiederum im Gehäusedeckel 202 angeordnet und von einem Gehäuseanker 212 abgeschlossen ist.
Die Windungen 212 und 209 werden von dem elektronischen Regler gemäß 12 gespeist, wobei wie beim ersten Ausführungsbeispiel die Windungen so angeordnet sind, dass sie eine elektrische Drei-Phasen-Versorgung erhalten und um ein elektrisches Drehfeld innerhalb der Kavität 203 zu bilden, welches ein Drehmoment auf die Magnete 205 in dem Laufrad ausübt, um das Laufrad 204 zu veranlassen, im Wesentlichen um eine Zentralachse TT der Kavität 203 und in Flucht mit der Längsachse des Einlasses 210 zu rotieren. Das Laufrad 204 wird veranlasst zu rotieren, um Fluid (in diesem Fall Blut) um eine Volute 215 und durch den Auslass 216 zu drängen.
Die Anordnung ist, wie durch Schrauben 217 angedeutet ist, zusammengeschraubt. Die Anker 211, 214 werden durch Befestigungsmittel 218 an Ort und Stelle gehalten. Alternativ ist unter der Voraussetzung, dass eine ausreichende Unversehrtheit der Dichtung aufrechterhalten werden kann, eine Presspassung möglich.
In einem besonders bevorzugten Ausführungsbeispiel sind die Komponenten miteinander verschweißt.
8 zeigt das Laufrad 204 dieses Ausführungsbeispiels und zeigt den Trägerkonus 208, von dem aus sich Schaufeln 207 erstrecken. Die axiale Kavität 219, welche so angeordnet ist, dass sie im Betrieb mit der Längsachse des Einlasses 210 fluchtet und durch welche Blut aufgenommen wird, um es durch die Schaufeln 207 zu fördern, ist klar erkennbar.
Die weggeschnitten dargestellte Ansicht von 9 zeigt die axiale Kavität 219 und auch die Magnetkavitäten 206, welche innerhalb jeder Schaufel 207 angeordnet sind. Die Trägerstruktur 220, welche sich vom Gehäusedeckel 202, in Flucht mit der Achse des Einlasses 210 und der axialen Kavität 219 des Laufrads 214 erstreckt, ist ebenfalls dargestellt.
10 zeigt eine Seitenschnittansicht des Laufrads 204, welches die Orientierungen der Zentralachse FF, der oberen Verjüngungskante DD und der unteren Verjüngungskante BB zeigt, wobei die Verjüngungen in 11 in Seitenschnittansicht gezeigt sind.
11A ist eine Schnittansicht einer Schaufel 207 des Laufrads 204 durch die Ebene DD, die in 10 definiert ist, und zeigt die obere Kante 221, welche von einer Vorderkante 223 bis zu einer Hinterkante 224 wie folgt profiliert sein muss: Ein Zentralabschnitt 227 hat eine Ellipse mit einem Zentrum auf der gestrichelten Mittellinie, mit einem größeren Halbachsenradius von 113 mm und einen kleineren Halbachsenradius von 80 mm und dann durch eine konische Vorderfläche 225 und die konische Hinterfläche 226 auf jeder ihrer Seiten, wie in 11A gezeigt ist, fortgesetzt wird. Die Vorderfläche 225 hat einen Radius, der 0,25 mm kleiner ist als der der Hinterfläche 226. Diese Vorschrift gilt für eine Verjüngung, welche mit einer Schleifscheibe erreicht werden kann; es könnten jedoch viele andere Vorschriften angegeben werden, um eine Verjüngung ähnlicher Zweckmäßigkeit zu ergeben.
Die Vorderkante 223 ist, wie gezeigt, mit einem Radius versehen.
11B zeigt eine Querschnittsansicht der Unterkante 222 der Schaufel 207, geschnitten entlang der Ebene BB nach 10.
Die Unterkante enthält einen Deckel 228, um den Magnete 205 innerhalb der Kavität 206 abzudichten.
In diesem Fall weist die gesamte Fläche im Wesentlichen eine gerade gerichtete Verjüngung mit einem Radius von 0,05 mm an der Vorderkante 229 und einem Radius von 0,25 mm an der Hinterkante 230 auf.
Die Schaufel 207 ist, abgesehen von den Radien an den jeweiligen Enden, 6 mm breit.
12 zeigt ein Blockdiagramm des elektrischen Reglers, der zum Antrieb der Pumpenanordnung 200 geeignet ist und eine Dreiphasenberechnungs-Regelungseinrichtung 232 aufweist, die geeignet ist, die Windungen 209, 212 der Pumpenanordnung anzutreiben. Der Wandlungsregler 232 legt relative Phasen- und Frequenzwerte zum Antreiben der Windungen unter Bezug auf die eingestellte Punktgeschwindigkeit beim Eingang 233 fest, welche vom physiologischen Regler 234 erhalten wird, welcher wiederum Steuersignale 235 empfängt, die Motorspannungseingang und Motorgeschwindigkeit (erhalten vom Umschaltregler 232) enthält. Obwohl nicht bevorzugt kann Patientenblutströmung 236 und venöse Sauerstoffsättigung 237 Eingangsgröße sein. Die Blutströmung in der Pumpe kann angenähert aus der Motorgeschwindigkeit und über kurvengestützte Formeln gefolgert werden.
13 zeigt eine Kurvenschar Druck vs Strömung für die Pumpenanordnung 200, wobei das gepumpte Fluid für eine Laufradgeschwindigkeit über den Bereich von 1.500 bis 2.500 Umdrehungen pro Minute 18% Glycerol ist. Man nimmt an, dass die 18% Glycerol-Flüssigkeit unter bestimmten Umständen ein gutes Analogon für Blut ist, z. B. im Gehäusespalt.
14 zeigt den Pumpenwirkungsgrad gegenüber der Strömung für das gleiche Fluid über die gleichen Geschwindigkeitsbereiche wie bei 13.
15 zeigt eine Kurve des elektrischen Energieverbrauchs über der Strömung über die gleichen Geschwindigkeitsbereiche wie beim Beispiel nach 13, für das gleiche Fluid.
Der rote Faden, der sich durch die erste, zweite und dritte bisher beschriebene Ausführungsform erstreckt, ist der Einschluss des Laufrads in eine verjüngte oder anderweitig verformte Oberfläche, welches sich im Betrieb relativ zu der benachbarten Gehäusewand bewegt, wodurch eine Beschränkung im Bezug auf die Bewegungslinie der Verjüngung oder der Verformung verursacht wird, um hierdurch einen Schub auf das Laufrad zu erzeugen, welcher eine im Wesentlichen normal zur Bewegungslinie der Oberfläche und auch normal zu der benachbarten inneren Pumpenwand verlaufende Komponente enthält, für welche die Einschränkung für dazwischen befindliches Blut definiert ist.
Um eine radiale und eine axiale Richtungsregelung zu schaffen, muss wenigstens ein Satz von Oberflächen in Bezug auf die Längsachse des Laufrads (vorzugsweise unter einem Winkel von etwa 45° hierzu) angewinkelt sein, um hierdurch entgegengerichtete Radialkräfte und eine Axialkraft zu erzeugen oder zu zerlegen, welche durch eine korrespondierende Axialkraft, welche durch wenigstens eine andere verjüngte oder deformierte Oberfläche, welche irgendwo an dem Laufrad angeordnet ist, ausgeglichen wird.
In den Formen, die bisher beschrieben wurden, sind die oberen Oberflächen der Schaufeln 8, 207 etwa bei 45° in Bezug auf die Längsachse des Laufrads 100, 204 angewinkelt und für eine Drehung bezüglich der inneren Wände eines in ähnlicher Weise angewinkelten konischen Pumpengehäuses angewinkelt. Die oberen Oberflächen sind verformt, um die erforderliche Einschränkung im Zwischenraum zwischen den oberen Oberflächen der Schaufeln und der inneren Wände des konischen Pumpengehäuses zu erzeugen, wodurch ein Schub erzeugt wird, welcher in radiale und axiale Komponenten zerlegt werden kann.
In den bisher beschriebenen Beispielen haben die unteren Oberflächen der Schaufeln 8, 207 Oberflächen, welche im Wesentlichen in einer Ebene unter rechten Winkeln zur Drehachse des Laufrads liegen, wobei deren Verformungen einen Zwischenraum in Bezug auf eine untere Innenfläche des Pumpengehäuses, gegen welche ein im Wesentlichen nur axial wirkender Schub erzeugt wird, definieren.
Andere Anordnungen sind möglich, welche ebenfalls auf Basis dieser Prinzipien die erforderlichen ausbalancierten Radial- und Axialkräfte schaffen. Derartige Arrangements können eine Doppelkonusanordnung enthalten, bei der die konische obere Oberfläche der Schaufeln in einer korrespondierenden konischen Bodenfläche gespiegelt ist. Das einzige Problem bei dieser Anordnung ist die erhöhte Pumpentiefe, welche dort für in-vivo-Anwendungen ein Problem sein kann, wo Größenminimierung ein wichtiges Kriterium ist.
Viertes Ausführungsbeispiel
18 zeigt ein weiteres Ausführungsbeispiel der Erfindung mit einer Grundrissansicht des Laufrads 300, welches eine "Kanal"-Pumpe bildet. In diesem Ausführungsbeispiel wurden die Schaufeln 301 gegenüber den Schaufeln 207 des dritten Ausführungsbeispiels derart verbreitert, dass sie fast sektorförmig aussehen, und die Strömungszwischenräume zwischen benachbarten Schaufeln 301 nehmen im Ergebnis die Form eines Kanals 302 an, wobei alle Bereiche mit der Axialkavität 303 kommunizieren.
Eine weitere Modifikation dieser Anordnung ist in 19 dargestellt, bei der das Laufrad 304 sektorenförmige Schaufeln 305 hat, welche kurvenförmige Vorder- und Hinterabschnitte 306, 307 haben, wodurch Kanäle 308, welche mit Ausgangsabschnitten 309 geflutet sind, definiert werden.
Wie bei dem ersten und zweiten Ausführungsbeispiel werden die hydrodynamischen Radial- und Axialkräfte durch geeignetes Profilieren der oberen und unteren Flächen der Schaufeln 301, 305 (in den 18 und 19 nicht gezeigt) erzeugt.
20 zeigt eine perspektivische Ansicht eines Laufrads 304, nach der Thematik der Laufradanordnungen gemäß der 18 und 19 in perspektivischer Ansicht, und wobei ähnliche Teile wie für 19 nummeriert sind. In diesem Fall sind die vier Schaufeln 305 an ihren Mittenabschnitten durch einen Schaufelträger in Form einer konischen Scheibe 350 verbunden und haben Oberflächenabschnitte, welche so geformt sind, dass sie eine zunehmende Krümmung auf der Druckfläche 351 haben, verglichen mit der Saugfläche 352.
Fünftes Ausführungsbeispiel
Ein fünftes Ausführungsbeispiel einer Pumpenanordung gemäß der Erfindung weist ein Laufrad 410, gezeigt in 21, auf, bei dem vom Konzept her die oberen und unteren Flächen der Schaufeln vorgenannter Ausführungsbeispiele mit einem oberen Mantel 411 und einem unteren Mantel 412 verbunden sind. Bei diesem Ausführungsbeispiel können die Schaufeln 413 auf eine sehr geringe Dicke reduziert werden, da das hydrodynamische Verhalten, welches durch ihre Oberflächen in vorgenannten Ausführungsbeispielen einwirkt, nun durch das Profilieren der Mäntel 411, 412 wirksam wird, welche jeweils in diesem Fall eine Reihe von geglätteten Keilen 414 aufweisen, wobei die Vorderkante des einen Keils direkt mit der Hinterkante des zuvorgehenden Keils verbunden ist.
Wie bei den vorhergehenden Ausführungsbeispielen ist der obere Mantel 411 von vollständig konischer Form, um hierdurch radiale und axiale Schubkräfte zu erteilen, während der untere Mantel 412 im wesentlichen eben ist, wodurch im wesentlichen nur axiale Schubkräfte erteilt werden.
Dies ist so zu verstehen, dass während das Beispiel nach 21 die Oberflächen des Mantels 411 um etwa 45° gegenüber der Vertikalen gewinkelt darstellt, andere Winkelstellungen bis zu einer Winkelstellung von 0° zur Vertikalen möglich sind, was heißt, dass das Laufrad 410 die Form eines Zylinders mit einer Oberflächenrippung oder anderer Deformationen annehmen kann, welche das erforderliche hydrodynamische Anheben im Betrieb erbringen.
In den 22 bis 24 ist ein spezifisches Beispiel des Konzepts, welches in 21 ausgeführt ist, gezeigt, wobei ähnliche Komponenten wie in 21 nummeriert sind.
Man erkennt in 24, dass die Schaufeln 413 im Vergleich zu vorhergehenden Ausführungsformen dünn sind, und in diesem Fall liegen dazwischen bogenförmige Kanäle 416, welche eine Fluidverbindung von einem Mittenvolumen 417 zu dem Umfang 418 des Laufrades 410 ermöglichen.
Bei dieser Anordung ist zu erkennen, dass die Keile 414 auf jedem Mantel durch Kanäle 419 jeweils voneinander getrennt sind. Die Kanäle erstrecken sich radial von dem Mittenvolumen 417 zur Peripherie 418 nach unten entlang des Mantels.
Bei derartigen Konstruktionen mit dünnen Schaufeln können die für das Antriebsmoment erforderlichen Magnete innerhalb des oberen oder unteren oder in beiden Mänteln enthalten sein, zusammen mit dem optionalen Weichmagnetjochen, um den Motorwirkungsgrad zu erhöhen.
Eine Abwandlung dieses Ausführungsbeispiels besteht darin, die Keilprofilierung in die inneren Oberfächen des Gehäuses zu schneiden und glatte Manteloberflächen zu haben.
Sechstes Ausführungsbeispiel
Im Gegensatz zu den in den 3A, 3B und 3C gezeigten Ausführungsbeispielen ist in 25 eine Anordnung gezeigt, wobei die "deformierte Oberfläche" eine abgestufte Formation 510 aufweist, welche einen Teil einer inneren Wand des (nicht gezeigten) Pumpengehäuses bildet. In diesem Fall enthält der Rotor, welcher eine Schaufel 511 trägt, eine flache Arbeitsfläche 512 (welche darin keine deformierte Oberfläche hat), welche für eine Relativbewegung in Richtung des gezeigten Pfeils in Bezug auf die abgestufte Formation 511 geeignet ist, wodurch dazwischen ein hydrodynamischer Schub erzeugt wird.
Siebtes Ausführungsbeispiel
In 36 ist eine Anordnung mit deformierten Oberflächen gezeigt. Die Rotorschaufel 610 hat eine deformierte Oberfläche 612 an einer ihrer Arbeitsflächen. In diesem Fall weist die Deformation eine gerundete Kante 613 auf. Eine Relativbewegung der Motorschaufel 610 in Richtung des Pfeiles in Bezug auf die deformierte Oberfläche 611, welche einen Teil eines (nicht gezeigten) Pumpengehäuses bildet, verursacht dazwischen einen relativen hydrodynamischen Schub.
Das Vorhergesagte beschreibt Prinzipien und Beispiele der vorliegenden Erfindung, und Modifikationen, welche für den Fachmann naheliegend sind, können in diesem Zusammenhang ausgeführt werden, ohne vom Schutzumfang und Grundgedanken der Erfindung abzuweichen.
Betriebsweisen
In 27 erläutert diese Beschreibung die Aufhängung eines Laufrads 600 in einem Pumpengehäuse 601 unter Verwendung von hydrodynamischen Kräften. In dieser Beschreibung wird die Aufhängung des Laufrads 600 in der Hauptsache, das heißt ausschließlich durch hydrodynamische Kräfte erreicht.
Die hydrodynamischen Kräfte sind Kräfte, welche durch Relativbewegung zwischen zwei Oberflächen, welche in dem Spalt zwischen den beiden Flächen ein Fluid haben, erzeugt werden. Im Fall des Einsatzes der Pumpenanordnung 602 als eine Rotationsblutpumpe ist das Fluid Blut.
Die hydrodynamischen Kräfte können während einer Relativbewegung zwischen zwei Oberflächen auftreten, sogar dort, wo diese Oberflächen im wesentlichen vollständig parallel zu einander oder nicht verformt sind. In dieser Beschreibung werden jedoch hydrodynamische Kräfte verursacht, damit sie während einer Relativbewegung zwischen zwei Oberflächen auftreten, wobei wenigstens eine der Oberflächen eine "verformte Oberfläche" enthält.
In dieser Beschreibung meint "verformte Oberfläche" eine Oberfläche, welche eine Unregelmässigkeit im Vergleich zu einer Oberfläche aufweist, zu welcher sie zeigt, derart, dass, wenn sich die Oberfläche in einer vorbestimmten Richtung relativ zu der Oberfläche zu welcher sie zeigt bewegt, das in dem dazwischenliegenden Spalt befindliche Fluid eine Veränderung in einem relativen Abstand zwischen den Oberflächen entlang der Bewegungslinie erfährt, wodurch das Auftreten einer hydrodynamischen Kraft hierzwischen in Form einer Schubkraft verursacht wird, welche wenigstens eine Komponente im wesentlichen senkrecht zu der Fläche des Spaltes hat, welche bei jedem vorgegebenen Punkt zwischen den zueinander zeigenden Oberflächen definiert ist.
Im Beispiel von 27 gibt es eine erste deformierte Oberfläche 603, welche wenigstens einen Teil einer ersten Fläche 604 eines Laufrads 600 und eine zweite deformierte Oberfläche 605 auf einer zweiten Fläche 606 des Laufrads 600 bildet.
Der Einsatz von 27 zeigt im Konzept, wie die erste deformierte Oberfläche 603 nur einen Teil der ersten Fläche 604 ausmachen kann.
Die erste deformierte Oberfläche 603 zeigt zu einer ersten inneren Fläche 607 des Pumpengehäuses 601, während eine zweite deformierte Oberfläche 605 zu einer zweiten inneren Oberfläche 608 des Pumpengehäuses 601 zeigt.
Im Betrieb enthält ein erster Spalt 609, definiert zwischen der ersten deformierten Oberfläche 603 und der ersten inneren Oberfläche 607 ein Fluid mit darin befindlichem Blut, während ein zweiter Spalt 610, definiert zwischen der zweiten deformierten Oberfläche 605 und einer zweiten inneren Oberfläche 608 ebenfalls ein Fluid mit darin befindlichem Blut enthält.
Im Betrieb wird ein Laufrad 600 veranlasst, um eine Laufradachse 611 derart zu drehen, dass eine Relativbewegung quer zum ersten Spalt 609 zwischen der ersten deformierten Oberfläche 603 und der ersten inneren Fläche 607 auftritt und auch eine Relativbewegung quer zum zweiten Spalt 610 zwischen der zweiten deformierten Oberfläche 605 und der zweiten inneren Oberfläche 608 auftritt. Die Orientierung der Deformierungen der ersten deformierten Oberfläche 603 und der zweiten deformierten Oberfläche 605 relativ zur Bewegungslinie der deformierten Oberfläche 603, 605 relativ zu den inneren Oberflächen 607, 608 ist derart gestaltet, dass das Fluid in den Spalten 609, 610 eine Veränderung in der Höhe des Spalts 609, 610 als Funktion der Zeit erfährt, und wobei die Veränderungsrate von der Form der Deformationen der deformierten Oberflächen und auch von der Rotationsrate des Laufrads 600 relativ gegenüber dem Gehäuse 601 abhängt. Das heißt, bei jedem vorgegebenen Punkt auf jeder inneren Oberfläche 607 oder 608 variiert die Höhe des Spaltes zwischen der inneren Oberfläche 607 oder 608 und der korrespondierenden deformierten Oberfläche 603 oder 605 mit der Zeit, abhängig von der Passage der deformierten Oberfläche 603 oder 605 über die innere Oberfläche.
Auf diese Weise entstehen hydrodynamische Kräfte in Form von Schubkräften normal zur Linie der Relativbewegung der entsprechenden deformierten Oberflächen 603, 605 relativ zu den inneren Oberflächen 607, 608.
Mit dieser Konfiguration erkennt man, dass der erste Spalt 609 im wesentlichen in einer einzelnen Ebene liegt, während der zweite Spalt 610 in der Form eines Trägers und angewinkelt um einen spitzen Winkel relativ zu der Ebene des ersten Spalts 609 liegt.
Entsprechend verlaufen die Schubkräfte, welche für den ersten Spalt 609 und den zweiten Spalt 610 gewonnen werden können im wesentlichen normal und quer verteilt zur Hauptebene der ersten deformierten Oberfläche 603 und normal zu der im wesentlichen konischen Fläche der zweiten deformierten Oberfläche 605, wodurch ermöglicht wird, dass wiedergewonnene Kräfte zwischen das Laufrad 600 und das Pumpengehäuse 601 aufgebracht werden, um hierdurch Kräften entgegenzuwirken, welche versuchen, das Laufrad 600 in einem Raum relativ zu dem Pumpengehäuse 601 zu versetzen und auch um das Laufrad 600 um irgendeine Achse (anders als um die Laufradachse 611) relativ zu dem Pumpengehäuse 601 zu drehen. Diese Anordnung widersteht im wesentlichen einem Bewegungsfreiheitsgrad des Laufrads 600 von 5° in Bezug auf das Gehäuse 601 und reagiert so in der Hauptsache ohne irgendeinen Einfluss von außen, um die Position des Laufrads in Bezug auf das Gehäuse zu regeln, unter der Annahme, dass Störkräfte von anderen Quellen, besonders hervorzuheben sind Magnetkräfte auf das Laufrad aufgrund seiner Verwendung als Rotor des Motors, bei Nettonull liegen, wenn das Laufrad eine zweckmäßige Gleichgewichtslage erreicht hat. Die Balance aller Kräfte auf den Rotor, welche durch Manipulation magnetischer oder anderer äußerer Quellen wirken, kann derart eingestellt werden, dass der Rotor in der Hauptsache hydrodynamisch orientiert ist.
Es ist zu beobachten, dass diese Kräfte zunehmen, wenn sich die Spalte 609, 610 relativ zu einer definierten Betriebsstellung verengen und zunehmen, wenn die Spalte 609, 610 relativ zu einem vordefinierten Betriebsspalt zunehmen. Aufgrund der entgegengesetzten Orientierung der ersten deformierten Oberfläche 603 relativ zu der zweiten deformierten Oberfläche 605 ist es möglich, für eine Gleichgewichtsposition des Laufrads 600 innerhalb des Pumpengehäuses 601 zu konstruieren bei einem definierten Gleichgewichtsspaltabstand für die Spalte 609, 610, bei einer spezifizierten Rotordrehgeschwindigkeit um die Achse 611 und bei einer spezifizierten Rotormasse, was zu einer engen Annäherung an eine bedingungslose, stabile Umgebung für den Rotor innerhalb des Pumpengehäuses entgegen einer Reihe von Störkräften führt.
In diesem Stadium ist der Rotor 600 wirksam ausschließlich durch hydrodynamischen Schubflächen aufgehängt.
Merkmale und Vorteile, die sich aus der zuvor beschriebenen Anordnung und im Zusammenhang mit den Ausführungsbeispielen ergeben, enthalten:

1. Niedrige Laufgeschwindigkeit, hierausfolgend niedrige Hämolyse und kontrollierte Fluiddynamik (speziell Scherbelastung) in dem Spalt zwischen dem Gehäuse und dem Rotor. Dies kann wiederum zu einer Auswahl eines radialen Off-Flow und einem minimalen Auftreten bei On-Flow des Rotors führen.
2. Radialer oder nahezu radialer Off-Flow des Rotors kann ausgewählt werden, um einer "flachen" pumpencharakteristischen (HQ)-Kurve nachzugehen.

Regelsystem – Detaillierte Beschreibung
Ausführungsbeispiele der vorliegenden Erfindung betreffen kontaktlose Abschätzung und ein einsetzbares Regelsystem mit, jedoch nicht ausschließlich mit, Blutpumpensystemen des in 28 gezeigten Typs.
In diesem Fall arbeitet das Abschätzungs- und Regelsystem 710 mit einer Pumpenanordnung 701, welche für eine Implantation in den menschlichen Körper 712 geeignet und so angeordnet ist, dass sie parallel wenigstens zu einem Teil des Herzens 713 arbeitet, um wenigstens die Pumpfunktion des Herzens 713 zu unterstützen, wenn nicht vollständig zu übernehmen, und erhält von der Pumpenanordnung 711 Sensorrückmeldungen.
Die Pumpenanordnung 200 hat ein Laufrad 204 mit Schaufeln oder Flügeln 207, welche, wenn sie durch ein in einer oder mehreren der Spulen 209, 212 erzeugtes Magnetfeld in Drehung versetzt wird, eine Druckhöhe H quer über die Pumpenanordnung 200 erzeugt und eine Blutströmung Q hierdurch verursacht. In diesem Fall ist der Rotor 204 ein Radialpumpenrotor und ein Rotor eines Motors 718 durch Einbeziehen von (nicht gezeigten) Magneten innerhalb wenigstens eines Teil des Rotors 204.
Eine Überwachungseinrichtung 719 ist geeignet, um elektrischen Strom, welcher in einer oder mehreren der Spulen 209, 212 ankommt, über eine Sensorleitung 735 festzustellen, welche in Verbindung mit dem Überwachen einer von dem Umschaltregler 732 (welcher Strom in eine oder mehrere der Spulen 209, 212 liefert) erhaltenen Spannung erlaubt, dass die Überwachungseinrichtung 719, einen Krafteingang (P_in), welcher von dem Motor 718 verbraucht wird, und eine aktuelle Drehzahl des Motors/Rotors 204 (n_a) zu erhalten.
Mittels der Gleichung 1.1 (in 28) ist es der Überwachungseinrichtung 719 hierdurch möglich, eine Abschätzung einer Strömung Q (und/oder einer Höhe H) für ein Eingangssignal in einen Mikroprozessor 720 zu berechnen. Der Mikroprozessor 720 nimmt diese Schätzwerte auf und berechnet, zusammen mit anderen gewünschten Setzwerten und vorbestimmten Werten eine erwünschte Motorstellgeschwindigkeit n_set, welche der Umschaltregler 732 über eine Leitung 733 erhält. Der Umschaltregler 732 liefert dann in eine oder mehrere der Spulen 209, 212 Strom, um das Laufrad 204 zu veranlassen, sich bei der eingestellten (gewünschten) Geschwindigkeit zu drehen.
29 zeigt die charakteristische Kurve, welche von der Überwachungseinrichtung 719 für das (zu folgende) Beispiel 1 entsprechend der Gleichung 1.1 benützt wird.
Beispiel 1
Die Strömungsrate und Druckdifferenz (oder -höhe) sind Schlüsselvariablen, welche bei der Regelung von implantierbaren Rotationsblutpumpen erforderlich sind. Der Einsatz von invasiven Strömungs- und/oder Druckfühlern kann jedoch die Zuverlässigkeit verringern und den Energieverbrauch des Systems und die Kosten erhöhen. Für eine gegebene Fluidviskosität wird der Strömungszustand durch zwei der vier Pumpenvariablen bestimmt: Strömung, Druckdifferenz, Geschwindigkeit und elektromagnetisches Moment (neben der Möglichkeit der nicht vorhandenen Einmaligkeit von Lösungen). Anstatt des Drehmoments kann Motorspannung oder Eingangsleistung eingesetzt werden. Somit können, wenn die Viskosität bekannt ist oder ihr Einfluss ausreichend gering ist, die Strömungsrate und die Druckdifferenz aus der Motorgeschwindigkeit und der Eingangsleistung abgeschätzt werden, welche von Strom- und Spannungsmessungen der Motoreingangsleistungen her bestimmt werden können.
Die Zentrifugalblutpumpen zuvor beschriebener Ausführungsbeispiele verwenden ein hydrodynamisches Lager und können so konstruiert werden, dass die Variation bei der Viskosität ausreichend gering ist, um eine Strömungs- und Druckdiffernzabschätzung unter Verwendung von Signalen zu ermöglichen, welche von den Spulen 209, 212 abgenommen werden.
Für dieses Beispiel wurde eine Strömungsschleife eingestellt, bestehend aus der Pumpe und 2,4 m eines 3/8'' Rohres und einem gegebenen Nettofluidvolumen von 177 ml.
Der fluidgefüllte Schlauch wurde in ein Wasserbad mit einer geregelten Heizung abgesenkt. Temperaturfühler wurden an dem Schlauch angebracht, um eine visuelle Rückmeldung der Fluidtemperatur zu schaffen. Druckaufnehmer wurden an den Einlass- und Auslassdüsen der Pumpe angeordnet, welche zu einem Differenzialdruckwandler mit einer Digitalanzeige übergeben wurden, um den Druck über die Pumpe zu messen. Ein "Clamp on Transonics"-Strömungsfühler und -messer wurde verwendet, um die Strömungsrate zu messen, und die Eingangsleistung (Motorspeisespannung und -strom) wurde über digitale Messgeräte der Energieversorgung überwacht. Der Druck wurde durch Einstellung einer Schlauchklemme und die Motorgeschwindigkeit wurde durch eine zweckmässige elektrische Einstellung überwacht.
Es wurden zwei Tests durchgeführt. Der erste mit 5 % Salzlösung, der zweite mit roten Blutzellensuspensionen, mit einem Hämatokrit-Wert von 32 %. In beiden Fällen wurden die zirkulierenden Fluide auf 37 °C erwärmt. Die 5 %ige Salzlösung wurde ausgewählt, da ihre Viskosität etwa der von Wasser bei 23 °C entspricht.
Die Strömungsrate, die Druckhöhe, die Pumpengeschwindigkeit und der elektrische Leistungseingang wurden für beide Fluide gemessen.
Die Daten für Salzlösung und Blut wurden kombiniert und auf einer Flächenzeichnung korreliert, welche beide Strömungsdaten als Funktion der Motorgeschwindigkeit und der Eingangsleistung, wie in 29 gezeigt ist, beschreibt.
Die Kurvenrundung dieses Plots erzeugte die Gleichung Q = 20,29 + 4,73ln(Pin)-0,55√(n), wobei Q die Strömungsrate in L/min, Pin die elektrische Eingangsleistung für den Motor in Watt und n ist die Motorgeschwindigkeit in Upm ist. Der maximale Fehler für diese Vorhersage war 4 % bei den kombinierten Daten. Die Druckhöhe quer über die Pumpe wurde in der Gleichung ΔP = –13,68 – 6,59ln (Pin) + 2,18e^–5(n)² mit einer äquivalenten Genauigkeit beschrieben. Zwei unterschiedliche Motorkonstruktionen wurden auf diese Weise getestet, um beide Kurvenfelder mit ähnlicher Genauigkeit der Formel Q = a + b·ln(Pin) + c·√(n) und der Formel von ΔP = a + b·ln(Pin) + c·(n)² zu berechnen.
Die Viskosität von Salzlösung liegt bei etwa 1 mPas. Die Viskosität von Blut (Hct = 32%) bei gegebenen Pumpenscherraten von größer als 100 s^–1 liegt nahe bei 3 mPas. Die Blutviskosität variiert von etwa 2,4 bis 4,5 mPas über den hier relevanten physiologischen Bereich für Scherraten größer als 100 s^–1. Die Variation bei der Viskosität von 1 bis 3 mPas erzeugte einen maximalen Fehler von 4 % bei der Vorhersage der Strömungsrate.
Die Pumpe nach 28 bis 31 hat solche Eigenschaften, dass das Modell für eine Strömungsratenvorhersage basierend auf einer Motoreingangsleistung und -geschwindigkeit durch die Variation in der Viskosität nicht stark beeinflusst wird. Dies lässt für dies Pumpe die Annahme zu, dass es möglich ist, eine Strömung mit einer akzeptierbaren Genauigkeit ohne Verwendung eines separaten Strömungssensors zu bestimmen.
Die Gründe für den geringen Fehler bei der Vorhersage, ausgelöst durch einen Wechsel in der Viskosität werden wie folgt postuliert: Erstens darin, dass die "flachen" H-Q Kurven für diese Pumpe eine geringe Variation in der Druckhöhe für vorgegebene Strömungsraten ergeben. Zweitens in der Natur der hydrodynamischen Lagerung. Obwohl die Pumpe relativ hohe Scheibenreibungskräfte hat, welche dazu tendieren, auf Viskositätsveränderungen sehr sensibel zu reagieren, behält der Rotor in diesem Fall seine Energie durch ein Repositionieren in den freien Raum entsprechend der Fluidviskosität. Drittens die Größe, bei der eine Oberflächenrauhheit relativ geringer ist als für kleinere Pumpen mit höherer Geschwindigkeit. Viertens das Zulassen, dass die Geschwindigkeit um einen Stellpunkt herum aufgrund einer vergleichsweise langen Zeitkonstante variiert.
30 zeigt die Pumpenanordnung 200 im Querschnitt, wie sie beim Beispiel 1 Verwendung findet.
31 zeigt im Querschnitt die Spulen- und Magnetanordnung, welche in Verbindung mit Beispiel 1 verwendet wurde.
In den 30 und 31 sind eiserne Joche außerhalb der Spulen angeordnet, um den magnetischen Fluss und hierdurch den Motorwirkungsgrad zu erhöhen, und auch um Streumagnetfelder in dem Körper zu verringern. Die Joche sind so positioniert, dass die axiale Magnetkraft auf den Rotor bei Null liegt, wenn er sich in der Mitte der Gehäuseausnehmung befindet. Außerdem sind die Joche in beträchtlichen Abständen von dem Laufrad angeordnet, um die negative magnetische Steifheit ausreichend niedrig zu halten, sodass sie nur einen geringen zusätzlichen Bedarf an hydrodynamischer Aufhängung erfordert, wenn sich das Laufrad weg von der Mittenpositon in der Ausnehmung bewegt.
Mit dem vorgegebenen großen Abstand zu den Jochen wurden eine schlitzfreie Windung und axialsymmetrische Joche ausgewählt. Die Verwendung von axialsymmetrischen Jochen impliziert ein "Klebe"-Drehmoment von Null. Die ausgewählte Windungstopologie der Spule ist von der "zweiten harmonischen" Art, mit gerade drei Spulen, einer pro Phase, in jeder der Körper- und Mantelwindungen. 31 zeigt die Mantelwindung. Die Körperwindungen fluchten axial mit den Mantelwindungen, müssen jedoch in verschiedenen Richtungen gebogen sein, um die Volute und den Einlass zu meiden. Diese zweite harmonische Topologie vermeidet Spulenüberlappungen und ist dementsprechend zart und kompakt und ergibt eine kleinere Kupfermasse. Sie ist jedoch weniger effizient als andere Windungen mit einer größeren Spulenmasse.
Der Wirkungsgrad wird erhöht durch Kippen der Magnetausrichtung auf einen Winkel von 22,5° von der Pumpenachse (wie in 30 mit der Magnetschraffur gezeigt ist), zwischenliegend zwischen dem 45° konischen Körper und dem flachen Mantel. Die Mantelspule und der axiale Fluss bilden einen Axialflussmotor, und die Körperspule und der Fluss liegen zwischen einem Axial- und einem Radialflussmotor.
Der Motor kann durch einen sechsstufigen, sensorlosen Wandlerinverter angetrieben werden. Über die Spulen in 31 sind Magnete in einer Lage aufgesetzt, in der die Ströme von den Phasen leitend a und c zu den Phasen b und c leitend (oder umgekehrt) geschaltet werden. Eine parallele Spulenverbindung der Mantel- und Körperspulen (jeweils verbunden in Sternstellung) ermöglicht insofern etwas Redundanz, dass der Motor noch mit dem Auslauf einer Spule läuft.
Die verwendeten Materialien waren Ti-6A1-4V für das Gehäuse und den Rotormantel, hochremanente NdFeB-Magnete (VACODYM 510 HR), welche in dem Rotor eingebettet sind, Eisen für die Joche (Weichstahl in den Prototypen jedoch silikonlaminierter Stahl) und lackierter Kupferdraht für die Spulen.
Die gemessene negative magnetische Steifigkeit des Tränentropfenrotors liegt bei – 4.000 N/m (±10%). Die axialen Abstandsspalte liegen bei 0,1 mm, wenn der Motor zentral liegt (dies ist dafür gedacht, eine 0,05 mm Schräge auf den Schaufeln für eine Schuberzeugung zu parieren, sodass nach einer Verschiebung von 0,05 mm die Schubkräfte für eine Rotorfläche maximal und von der anderen Seite vernachlässigbar klein sind). Demnach beträgt die magnetische Kraft auf den Rotor bei 0,4 N, wenn der Rotor axial um den maximal möglichen Betrag (wie beim Anlaufen, wenn die Achse vertikal verläuft) verschoben ist. Dies ist weniger als das Rotorgewicht von 46 g, und wird als akzeptabel angesehen. Wenn die Joche etwas näher liegen würden, wäre die Kraft höher, was das Risiko des Berührens steigern würde. In ähnlicher Weise, wenn die Abstandsspalte vergrößert werden, um Herstellungstoleranzen zu verringern, dann kann die maximale magnetische Kraft erhöht werden.
Der gemessene Motorwirkungsgrad liegt zwischen 45 %- und 48 %-Kurven für Geschwindigkeiten zwischen 2.000 Upm und 2.500 Upm und eine Motorabtriebsleistung zwischen 3 und 7 W. Beispielsweise lag bei 2.250 Upm und 3 W Motorausgangsleistung (grob geschätzte Bedingungen) der Kupferverlust bei 1,7 W, der Hystereseverlust im Titan bei 1,0 W und der Eisenverlust in den Weichstahljochen betrug 0,7 W, was einen Motorwirkungsgrad von 47 % ergibt.
Gemäß 32 kann das Beispiel 1 auf das bevorzugte Ausführungsbeispiel der 7 bis 15 angewendet werden, welches eine Pumpenanordnung 200 mit einem Abschätz- und Regelsystem der in den 28 bis 31 beschriebenen Art hat.
Besonders in Bezug anfangs auf 7 hat die Pumpenanordnung 200 einen Gehäusekörper 201, der für eine Schraubverbindung mit einem Gehäusemantel 202 geeignet ist, und um eine Ausnehmung 203 für die Unterbringung einer Zentrifugalpumpe hierin zu definieren.
Die Ausnehmung 203 enthält ein Laufrad 204, welches geeignet ist zur Aufnahme von Magneten 205 in Ausnehmungen 206, welche in den Schaufeln 207 definiert sind. Wie bei dem ersten Ausführungsbeispiel werden die Schaufeln 207 von einem Träger 208 getragen.
Außerhalb der Ausnehmung 203 jedoch einen Teil der Pumpenanordnung 200 bildend ist eine Körperwindung 209 angeordnet, welche symmetrisch um einen Einlass 210 montiert ist und zwischen dem Gehäuse 201 und einem Körperjoch 211 untergebracht ist.
Auch einen Teil der Pumpenanordnung 200 bildend und ebenfalls außen an der Pumpenausnehmung 203 montiert ist eine Mantelwindung 212, welche innerhalb einer Windungsausnehmung 213 angeordnet ist, welche wiederum in einem Gehäusemantel 202 angeordnet und von einem Deckeljoch 214 abgeschlossen ist.
Die Windungen 212 und 209 werden von dem elektronischen Regler nach 32 versorgt. Im übrigen ist die Struktur so wie die zu dem dritten Ausführungsbeispiel beschriebene Figur gestaltet.
Weitere Ausführungsbeispiele
Bei den bis hierher beschriebenen Formen sind die oberen Flächen der Schaufeln 8, 207 bei einem Winkel von etwa 45° in Bezug zur Längsachse des Rotors 100, 204 abgewinkelt und für eine Drehung in Bezug auf die inneren Wände eines ähnlich gewinkelten konischen Pumpengehäuses angeordnet. Die oberen Oberflächen sind so verformt, dass sie die notwendige Einschnürung in dem Spalt zwischen den oberen Oberflächen der Schaufeln und den inneren Wänden des konischen Pumpengehäuses erzeugen, wodurch ein Schub erzeugt wird, welcher in radiale und axiale Komponenten aufgelöst werden kann.
In den bis hierher beschriebenen Beispielen weisen die unteren Flächen der Schaufeln 207 Flächen auf, welche im wesentlichen in einer Ebene im rechten Winkel zu der Drehachse des Rotors liegen und wobei ihre Verformungen einen Spalt in Bezug auf eine untere innere Fläche des Pumpengehäuses definieren, gegen welche ein im wesentlichen nur axialer Schub generiert wird.
Andere Anordnungen sind möglich und werden auch auf der Grundlage dieser Prinzipien die nötigen balancierten Radial- und Axialkräfte liefern. Derartige Anordnungen können eine Doppelträgeranordnung umfassen, wo die konische obere Oberfläche der Schaufeln in eine korrespondierende untere konische Fläche gespiegelt ist. Der einzige Nachteil bei dieser Anordnung ist die erhöhte Pumpentiefe, welche ein Problem bei in-vivo-Anordnungen ein Problem sein kann, wo eine Größenminimierung ein wichtiges Kriterium ist.
Zusammenfassung der Betriebsprinzipien
Das in Bezug auf das Beispiel 1 und die vorhergehenden Ausführungsbeispiele beschriebene Abschätz- und Regelsystem ist "sensorfrei", in dem es eine Abschätzung relevanter Pumpenparameter von Signalen abnimmt, welche von einer oder mehreren der Antriebsspulen des Motors erhältlich sind. Daher ist keine separate Sensorvorrichtung er forderlich, um die Pumpenanordnung im Betrieb zu regeln.
Es wird angenommen, dass sich die Eignung zum Regeln der Pumpenanordnung auf diese Weise zu einer ausreichend guten Näherung aus der Formgebung des Rotors der Pumpe ergibt, sodass eine relativ flache Höhe-Gegen-Strömung-Charakteristik über den Strömungsratenbereich erhalten wird, welcher erwartet und/oder von der Pumpe im Betrieb gefordert wird.
Es wird postuliert, dass eine relative radiale Abströmung und das Fehlen einer Behinderung des Fluids in dem Laufrad, was sich durch die relativ niedrige Zahl von Laufradschaufeln ergibt, beim Erreichen der relativ flachen Pumpencharakteristikkurven, beispielsweise gezeigt in den 3 und 13, hilft.
Es wird auch postuliert, dass in den in der Beschreibung erläuterten Ausführungsbeispielen die Laufradschaufeln so arrangiert sind, dass sie Fluid sorgsam durch den Rotor führen, um eine Rezirkulation zu verringern. Es gibt auch relativ große Spalte zwischen den Schaufeln, sodass das Fluid relativ wenig gehemmt wird, was zu einer lose gedrängten Strömung des Fluids innerhalb des Pumpengehäuses führt.
Beispiel 2
Gemäß den 33 bis 39 wird ein spezifisches Beispiel für einen besonders bevorzugen Rotor, eine Zentrifugalströmungspumpenanordnung mit dem Rotor und einem Regelsystem hierfür vorgeschlagen.
Der Rotor 500 dieses Beispiels ist in 35 gezeigt und ist so angeordnet, dass er innerhalb einer Gehäusestruktur wie zuvor in dieser Beschreibung unter Bezugnahme auf 7 erläutert, arbeitet. Der Rotor 500 wird durch ein elektromagnetisches Feld, welches über Spulenstrukturen geliefert wird, in Drehung versetzt, wiederum wie zuvor unter Bezugnahme auf 7 beschrieben. Das Regelsystem, welches die Regelung über den Betrieb des Rotors innerhalb des Gehäuses aufrecht erhält, ist bestimmt durch ein kontaktloses Abschätzungs- und Regelsystem, wie zuvor in dieser Beschreibung beschrieben, jedoch weiterhin Gegenstand einer optimalen Pumpenbedingungsstrategie, wie im Folgenden beschrieben werden wird.
Besonders in 35 ist zu erkennen, dass die Rotorschaufeln 501 mit Streben 502 in mechanischer Verbindung zueinander gehalten werden.
Durch Vergrößern des kleinsten Radius von der Mittellinie zu den Schaufeln (das heißt zu der Nase der Schaufeln) am Kopf und nicht am Fuß des Rotors, kann eine axiale Schubkraft auf das Laufrad in Richtung zum Fuß ausgeübt werden. Diese Anordnung kann sorgfältig konstruiert werden, um die Belastung auf das Fußlager vorzuspannen und die Belastung auf das Kopflager zu verringern, welches höher belastet ist (insofern als es Axial- und Radialbelastungen standhalten muss).
Betriebsbereich für die Pumpe
Gemäß 34 ist die Pumpe dieses Beispiels angeordnet, um einer HQ-Kurve zu folgen, welche zum Abschalten hin nicht umschlägt. Das heißt, wenn die Druckhöhe (H), welche von der Pumpe entwickelt wird, bei irgendeiner vorgegebenen Betriebsgeschwindigkeit (N) gegen die gelieferte Strömungsrate (Q) gezeichnet wird, dann gibt es bei niedrigen Strömungsraten (und sogar bei Null-Strömung) keinen Verlust der Höhe verglichen mit der Höhe, welche bei dem nominalen Betriebspunkt entwickelt wird. Bei anderen Zentrifugalpumpen aus dem Stand der Technik nimmt typischerweise die entwickelte Druckhöhe mit zunehmender Strömungsrate von Null oder "Abschalten" zu einem Umkehrpunkt der HQ-Kurve zu, dann verringert sich die Höhe mit weiterer Zunahme der Strömungsrate. Es ist im Stand der Technik übliche Praxis, eine Pumpe auf der rechten Seite des Umkehrpunktes zu betreiben, um Instabilitäten, bekannt als "Pumpen", zu vermeiden, welche auftreten, weil bei einer gegebenen Pumpgeschwindigkeit eine erforderliche Druckhöhe bei einer der zwei von der Pumpe gelieferten Strömungsraten – eine auf jeder Seite des Umkehrpunktes getroffen werden könnten. Auf der rechten Seite des Umkehrpunktes fällt die HQ-Kurve typischerweise stark ab.
Bei der Pumpe dieses Ausführungsbeispiels gibt es keinen Umkehrpunkt in der HQ-Kurve; die Pumpe kann stabil über den gesamten Bereich der Strömungsraten betrieben werden. Das heißt, dass die Punkte im flachesten Bereich der HQ-Kurve arbeitet und eine bessere Vorhersage von Strömung und Druck aus Parametern ermöglicht, welche leicht von Motorleistungseigenschaften (siehe Spannung, Strom und Geschwindigkeit) erhalten werden können.
Faktoren, welche zu der flachen HQ-Kurve der Pumpe dieses Beispiels beitragen, wobei die Kurve keinen Umkehrpunkt hat, schließen einen nahezu radialen Abfluss von dem Rotor, eine Niedriggeschwindigkeitskonstruktion der Pumpe und eine niedrige Zahl von Rotorschaufeln ein.
Eine optimale Regelungsstrategie wird nun unter Bezugnahme auf die 33 bis 39 beschrieben.
Optimale Regelungsstrategie
Es ist das Ziel der Rotationsblutpumpe und ihres zugehörigen Regelsystems nach Beispiel 2, normale kardiale Ausgangswerte derart wieder herzustellen, dass der Perfusionsbedarf dadurch geliefert wird, das soviel Blut von dem Ventrikel gepumpt wird, als zu ihm von den Lungen zurück gebracht wird.
Eine auf die Rate reagierende Regelung der Pumpe wird in diesem Beispiel beschrieben, um den optimalen Punkt für ein Entlasten des Herzes zu bestimmen, während zur selben Zeit ein Überpumpen vermieden wird, welches zu einem Saugen oder Unterpumpen führt, welches zu einem Herausführen aus einem Pumpenzustand während des variierenden physiologischen Klimas des alltäglichen Leben führt.
Da die Pumpe keine Ventile hat, besteht die Möglichkeit des Rückflusses, wenn die Pumpengeschwindigkeit niedrig ist. 36 zeigt die normale Fließrichtung des Blutes durch die Pumpe von dem linken Ventrikel zu der nach unten gehenden Aorta. Dieser Punkt ändert sich mit einer Vorlast (Druck im linken Ventrikel) und einer Nachlast (Arteriendruck) quer über die Pumpe. Außerdem bleibt, wenn die Pumpgeschwindigkeit gesteigert wird, die Aortenklappe möglicherweise geschlossen, und weitere Geschwindkeitssteigerungen verursachen einen Kollaps des Ventrikels.
Die Rotationsblutpumpe kann eine Vorlast und Nachlast erspüren, wenn der Einstellungspunkt (set point) der Pumpengeschwindigkeit keine Rückmeldung hat. Eine plötzliche Zunahme der Druckhöhe quer über die Pumpe verursacht eine Zunahme der Rotorgeschwindigkeit und eine Abnahme der elektrischen Eingangsleistung und der Pumpenströmungsrate. Ein Verringern hat entgegengesetzte Wirkungen.
In diesem Beispiel ist die Zeitkonstante des Regelsystems so eingestellt, dass sie relativ langsam ist bis zu dem Punkt, dass Störungen, welche in die Geschwindikeit der Blutströmung durch die Aktion des Herzens hineinwirken durch das Regelsystem relativ langsam entgegengesteuert wird. Die resultierende Änderung der Rotorgeschwindigkeit im Betrieb wird dann verwendet, um eine Abschätzung des Betriebspunkt für einen verbesserten Genauigkeitswert zu berechnen.
Die Langzeitkonstante bedeutet, dass momentane Pumpengeschwindigkeit und momentane elektrische Eingangsleistung unter dem Einfluss der Pumpaktion des Herzens zyklisch variieren, mit anderen Worten durch den Herzschlag moduliert werden.
Bei diesem Beispiel ist die Zeitkonstante des Regelsystems so eingesetzt, dass sie größer ist als die Rotationsträgheitszeitkonstante des Rotors. In diesem Beispiel ist die Zeitkonstante speziell mit 5 s eingesetzt, was länger ist als ein Herzzyklus.
Optimales Pumpen und Vermeiden von Überpumpen
Wenn die Pumpgeschwindigkeit so eingestellt ist, dass ein maximales Entlasten des Ventrikels erreicht ist und ein venöser Rückstrom reduziert ist, welches im Falle eines Übergangs vom Üben zum Rasten der Fall ist, führt ein Überpumpen von dem Ventrikel zu einem Saugzustand und ein Kollabieren des Ventrikels kann auftreten.
Wenn die Pumpgeschwindigkeit erhöht ist, leert sich der Ventrikel und der Druck im Ventrikel fällt während der Systole ab. Dies ist in 37 gezeigt, wobei dP von dP1 auf dP3 während der Systole reduziert wird. Wenn der Wert des Entleerens von Blut des Ventrikels den Wert des Füllens erreicht, ist die Pumpe an der Grenze, ein Saugen oder negative Drücke in dem Ventrikel zu erzeugen. Neben dem Punkt, dass die Aortenklappe geschlossen bleibt und der Höhepunkt des linken Ventrikeldrucks während der Systole weiterhin abfällt, beginnt während der diastolischen Phase ein Saugen aufzutreten.
Weitere Zunahmen bei der Pumpgeschwindigkeit bewirken, dass der Druckpunkt des linken Ventrikels niedrig wird, sodass die Ventrikelwände die Blutströmung durch die Einlaufkanüle über den gesamten Herzzyklus abdecken, sogar während der Systole. Saugen sollte auch während der Diastole vermieden werden. Der optimale Pumppunkt erlaubt nur die Öffnung der Aortenklappe. Ein Überpumpen wird als Zunahme der Pumpströmung über diesen Punkt betrachtet.
Die Lösung zum Auffinden des Punktes des optimalen Pumpens bei diesem Beispiel liegt im Bereich der Zeit.
Der Punkt, bei dem die Aortenklappe gerade geschlossen bleibt ist der Punkt der völligen Unterstützung, der der Namen OCA (optimal cardiac assistance) gegeben ist. Dies ist der Punkt, bei dem eine minimale Druckhöhe über der Pumpe mit zunehmender Pumpengeschwindigkeit zu steigen beginnt. Mit anderen Worten beginnt während der Systole der linke Ventrikelspitzendruck zu fallen, wenn die Durchschnittpumpgeschwindigkeit erhöht ist.
Demgemäß wird für eine gegebene Vorlast, Nachlast und Kontrahierfestigkeit des Ventrikels ein Punkt existieren, bei dem ein optimales Entlasten des Ventrikels auftritt. Zunahme bei der Pumpgeschwindkeit über diesen Punkt hinaus wird zu einem Kollabieren des Ventrikels führen. Dieser Minimaldruck über die Pumpe während der Systole erzeugt eine maximale Strömung durch die Pumpe, maximales Drehmoment auf den Rotor und eine minimale Momentangeschwindigkeit.
Deshalb soll ein Pumpen an dem Punkt optimaler kardialer Unterstützung und ein Vermeiden eines Überpumpens, der Regelalgorithmus eine Minimalpumpgeschwindigkeit derart aufrechterhalten, dass die minimale Druckhöhe über die Pumpe nicht zunimmt. Deshalb kann der neue gewünschte Stellpunkt Nneu zum Halten der optimalen kardialen Unterstützung definiert werden durch den alten Geschwindigkeitswert Nalt reduziert auf einen Faktor proportional zur Zunahme bei dem minimalen systolischen Druckwert (ΔHsys) jenseits der minimal möglichen Druckhöhe (ΔHmin). Kp ist die Proportionalkonstante. Dies ist beschrieben in Gleichung 1. Nneu = Nalt – [Kp·(ΔHsys – ΔHmin)] Gleichung 1
Der momentane Druckwert kann abgeschätzt werden durch kontaktlose Verfahren wie zuvor beschrieben in dieser Beschreibung unter Bezugnahme auf Beispiel 1.
Dies ist eine einfache Regelgleichung, die einfach in ein eingebettetes Mikrocontrollersystem implementiert werden kann.
VERMEIDUNG VON UNTERPUMPEN
Die andere Grenzbedingung des Unterpumpens tritt auf, wenn Strömungen durch die Pumpe mit der Diastole negativ werden. Ein Herauskommen aus dem Pumpzustand kann eine Stagnation des Blutes bewirken und zur Bildung einer Thrombose, sowie zu einer Zunahme des Vorhofdruckes führen, was zu einem Pulmonarödem führt.
Aus dem Pumpzustand kommende oder negative Strömung in der Pumpe beginnt aufzutreten, wenn die Pumpgeschwindigkeit am Einstellpunkt soweit verringert wird, dass Niveaus und Phasennacheilung zwischen Pumpenauslass und -einlassdrücken während der Diastole eine Strömungsumkehr verursachen, Nregurg = N(t) for Qdiastole = OL/min Gleichung2,wobei N(t) die momentane Rotorgeschwindigkeit, Qdiastole die minimale Strömungsrate durch die Pumpe während der Diastole und Nregurg die Minimalgeschwindigkeit ist, bei der keine Rücklaufströmung auftritt. Eine Strömungsrate kann durch kontaktlose Verfahren wie zuvor beschrieben als eine Funktion der Motorgeschwindigkeit und der Eingangsleistung, wie unter Bezugnahme auf Beispiel 1 oben beschrieben wurde, abgeschätzt werden.
ZUSAMMENFASSUNG FESTGESTELLTER BETRIEBSKRÄFTE
Im praktischen Betrieb von Beispiel 2 sollte der Rotor 500 dazu gebracht werden, so zu Arbeiten, dass die Blutströmung gleich ist in Abstimmung mit den Hemmungen und der optimalen Regelstrategie, wie sie oben beschrieben ist. Zusätzlich sollte im Betrieb der Rotor 500 idealerweise niemals mit den Innenwänden des Gehäuses in Kontakt kommen, in dem er rotiert. Sollte ein derartiger Kontakt auftreten, dann sollte das Regelsystem geeignet sein, von diesem Zustand wegzukommen, um den Rotor in einen Betriebszustand zurückzubringen und zusätzlich einen Schaden, welcher während der Berührung aufgetreten ist, zu minimieren, sodass es bei einem Rückkehren zu einem normalen Betriebszustand nach einem Berühren keinen Effekt auf einen Steady-State-Betrieb gibt.
Einem Berühren (Touchdown) wird durch Sicherstellen einer ausreichenden hydrodynamischen Rückstellkraft begegnet, welche auf den Rotor 500 ausgeübt wird, um jeglicher Störkraft, welche der Rotor 500 erfährt, derart entgegenzuarbeiten, dass eine Möglichkeit eines Touchdowns auf einen ausreichend niedrigen Wert reduziert wird.
Ganz allgemein gesprochen wurde für die Zentrifugalpumpenstruktur, welche unter Bezugnahme auf dieses Beispiel beschrieben ist und einen Rotor 500, der unter Bezugnahme auf dieses Beispiel beschrieben wurde, herausgefunden, dass im schlimmsten Fall Rückstellkräfte auftreten, wenn der Rotor in einem Medium mit niedriger Viskosität dreht und bei seiner niedrigsten Geschwindigkeit läuft. Beispielsweise liegt bei einer Geschwindigkeit von etwa 1.800 Upm in einem Blutsubstitut, welches die niedrigste in der Praxis wahrscheinlich auftretende Viskosität hat, die verfügbare axiale Rückstellkraft bei etwa 2 N. Die korrespondierende radiale Rückstellkraft unter diesen Bedingungen beträgt etwa 0,5 N.
In einer etwas üblicheren und erwarteten Betriebssituation mit einer Blutviskosität im Bereich von 2,5 mPs und mit einem Rotor, der bei etwa 3.000 Upm dreht, liegt die verfügbare axiale Rückstellkraft etwa 9 N, während die radiale Rückstellkraft etwa 2,25 N beträgt. Wenn die Geschwindigkeit auf etwa 2.400 Upm reduziert ist, dann ist die axiale Rückstellkraft etwa 5,3 N, und die radiale Rückstellkraft liegt bei etwa 1,3 N.
Eine erwartete typische Steady-State störende Kraft kann im Bereich von 0,45 N liegen, einschließlich der Schwerkrafteffekte auf den Rotor 500. Magnetfeldstörungen, welche von dem Antriebsmechanismus kommen, können weitere 0,1 N Störkräfte dazu bringen. Ein Ermöglichen von Beschleunigungseffekten auf die gesamte Anordnung in vivo und im Betrieb lässt erwarten, dass typische Maximalstörkräfte, welche der Rotor 500 erfährt, im Bereich von 1 N liegen.
Die Verwendung eines mit Mantel versehenden Rotors wie zuvor in dieser Beschreibung erläutert kann die verfügbare radiale Widerstandskraft zum Gegenwirken gegen Störkräfte verdoppeln.
Zusätzlich werden geeignete Beschichtungen und/oder Strukturmaterialen bei dem entsprechenden Rotor 500 und wenigstens den inneren Wänden des Gehäuses eingesetzt, um Schaden und/oder Beschädigungswirkungen, welche von einer Berührung herrühren zu minimieren.
Beschichtungen und/oder inhärente Strukturmaterialien werden ausgewählt, um den Reibungskoeffizienten zwischen dem Rotor und dem Gehäuse zu reduzieren und auch um spezifische Schäden, wie zum Beispiel Abrieb zu reduzieren.
Derzeit besonders bevorzugte Materialien für diesen Zweck beinhalten Materialien auf amorpher Kohlenstoffbasis oder Materialen auf mikrokristalliner Karbonbasis und Titannitrit. Bei einer besonderen Form hat es sich als vorteilhaft herausgestellt, auf gegenüberliegenden Oberflächen verschiedene Materialien zu haben, wie zum Beispiel Titannitrit auf einer der Oberflächen und die Materialien auf Kohlenstoffbasis auf der anderen.
Es wurde festgestellt, dass Materialen auf Kohlenstoffbasis gegen Oberflächen mit korrespondierenden Materialen auf Kohlenstofbasis einzusetzen, einen sehr geringen Reibungskoeffizienten (typischerweise 0,05) und niedrigen Schaden ergibt. Im Gegensatz hierzu wurde herausgefunden, dass Titan gegen Titan den umgekehrten Effekt ergibt und dem gemäß nicht empfohlen wird.
Weitere besonders bevorzugte Beschichtungsanordnungen:
Aufbringen von Beschichtungen auf das Ti-6A1-4V-Substrat einer Blutpumpe:

– Diese Beschichtungen enthalten im Besonderen Kohlenstoff mit einer graphitischen Mikrokristallstruktur, welche unter Einsatz unbalancierter Magnetfeldzerstäubungsablage und amorpher Kohlenstoffbeschichtungen hergestellt wird.
– Diese Beschichtungen bieten eine biokompatible Beschichtung für die Oberfläche, mit verbesserter Härte, hochelastischer Widerstandsfähigkeit unter Schlagbedingungen, niedrige Reibungskoeffizienten von < 0,06 unter Schmierbedingungen und hohe Verschleißfestigkeit.
– Auch Beschichtungen, aufgebracht unter Verwendung von Plasma-Immersionsionenimplantation von Stickstoff, Titannitrid und Kohlenstoff oder Kombinationen dieser Verfahrensweisen zur Erhöhung der Härte verbesserten elastische Regenerierung unter Aufschlagbedingungen, niedrige Reibung und hohe Verschleißfestigkeit.

Andere potentielle Kandidaten umfassen pyrolytischen Kohlenstoff, Illumina, Zirkon oder Kombinationen hiervon.
Über die gewünschten Eigenschaften hinaus sind von den Beschichtungen zu erreichen:

1. Null Hystereseverlust im Gehäuse,
2. Ein hartes Material auf wenigstens einer Oberfläche, um eine gute Lagereigenschaft zu ergeben, und
3. Die Materialen müssen insbesondere im Verhältnis zu einem Blutkontakt biokompatibel sein.

Etwas allgemeiner in Bezug auf die Modifikation von Oberflächen gesprochen, kann Wert auf andere Eigenschaften der Oberflächenstruktur des Rotors 500 und wenigstens der inneren Wand des Gehäuses gelegt werden, im Hinblick darauf, Flexibilität oder andere dynamische Eigenschaften vorzusehen, welche ein hydrodynamisches Lagerverhalten unterstützen können. Elastohydrodynamische Lager sind eine derartige Anordnung, welche durch weitere Bemühungen betreffend die Materialien erreicht werden kann, aus denen der Rotor und/oder die inneren Gehäusewände konstruiert sind, was nun beschrieben wird.
ELASTOHYDRODYNAMISCHE LAGER (EHD LAGER)
Elastohydrodynamische (EHD)-Lager beruhen auf dem Prinzip, dass, wenn auf Lager aufgebrachte Kräfte ausreichend groß sind, dann die Lageroberfläche verformt wird. Dies Verformung kann zu einem größeren Gesamtwirkungsgrad der Lager führen, was größere Belastungen, welche für eine vorgegebenen Lagerdimension tragbar sind, erlauben. Natürlich muss die Größe der Kraft, welche erforderlich ist, um die Lageroberfläche zu verformen relativ zum Elastizitätsmodul des Materials gesehen werden, aus welchem die Lageroberfläche hergestellt ist. Für elastohydrodynamische Lager, welche für Rotationsblutpumpen geeignet sind, muss der Elastizitätsmodul der Lageroberflächen klein sein, sodass sie Kräfte einer Größe von wenigen Newton verformen können. Für diesen Zweck können Polymermaterialien wie zum Beispiel Polyurethan oder Silikon brauchbare Materialen abgeben, um die Lageroberflächen herzustellen (diese Materialien sollten auf einem härteren Substrat, beispielsweise Titan oder Keramik sitzen). Die grundsätzliche Form des hydrodynamischen Lagers, einschließlich besonders der "deformierten Oberflächen" muss im wesentlichen die gleiche sein, wie die für hydrodynamische Lager, welche in dieser Anmeldung zur Verwendung bei Blutpumpen zuvor beschrieben worden ist.
BIO-EHD-LAGER
Eine alternative Herangehensweise besteht darin zu ermöglichen, dass Gewebe über das Lagersubstrat wächst, um als die EHD-Komponente zu wirken. Das Substrat kann porös sein, so dass es eine pseudoneointime Zellenbeschichtung in die Poren der Substraloberfläche zu bilden erlaubt. Es wird im allgemeinen berichtet, dass die Dicke der pseudoneointimen Beschichtung stabil ist und etwa eine Zellentiefe beträgt. Der Vorteil der Verwendung einer "bio-EHD"-Komponente auf der Oberfläche liegt darin, dass eine Beschädigung einer EHD-Komponente innerhalb weniger Stunden nach dem Auftreten eines Schadens regeneriert werden kann. Mögliche Nachteile kann eine Tendenz für eine bio-EHD-Komponente haben, eine Beschädigung unter relativ niedrigen Scherbelastungen, welche im allgemeinen in Rotationsblutpumpen festgestellt werden, und für Abschnitte von bio-EHD, welche abgeschält werden, besteht eine potentielle Gefahr für Embolien. Dem mag durch zusätzliche Oberflächenbehandlungen begegnet werden, welche die Stabilität der Pseudoneointima fördern. Noch einmal wird betont, die Grundform des Lagers, das sind die "verformten Oberflächen", sollte im wesentlichen dieselbe sein, wie diejenige für hydrodynamische Lager von Blutpumpenausführungsbeispielen, welche zuvor beschrieben worden sind.
Das oben Gesagte beschreibt nur einige Ausführungsformen und einige Beispiele einer Rotationsblutpumpe und eines Regelsystems hierfür, und Modifikationen, welche für den Fachmann naheliegen, könnten hierzu ausgeführt werden, ohne vom Schutzbereich und Geist der vorliegenden Erfindung abzuweichen.
Gewerbliche Anwendbarkeit
Die Pumpenanordnung 1, 200 ist für Pumpenfluide wie z. B. Blut kontinuierlich verwendbar. Mit ihrer inhärenten einfachen mechanischen und Regelstruktur ist sie insbesondere als in-vivo-Herzunterstützungspumpe einsetzbar.
Die Pumpenanordnung kann auch vorteilhafterweise für das Pumpen anderer Fluide eingesetzt werden, dort, wo eine Beschädigung des Fluids aufgrund hoher Scherbeanspruchungen oder dort, wo eine Leckage des Fluids mit sehr hoher Zuverlässigkeit verhindert werden sollten, beispielsweise in dem Fall, in dem das Fluid ein gefährliches Fluid ist.

Claims

Pumpe (1; 200) und Schätz- und Steuersystem (710) für diese Pumpe, wobei es sich bei der Pumpe um eine der Art handelt, die einen Rotor (100; 204) aufweist, der sich innerhalb eines Pumpenhohlraums (206) in einem Pumpengehäuse (2; 201) befindet, wobei das Gehäuse einen Fluideinlass (6; 210; 22) in Fluidverbindung mit dem Hohlraum hat und das Gehäuse einen Fluidauslass (7; 216; 23) in Fluidverbindung mit dem Pumpenhohlraum hat, wobei der Rotor (100; 204) in Drehung um eine Rotorachse versetzt wird, so dass das Fluid von dem Einlass durch den Pumpenhohlraum hindurch zum Pumpenauslass gedrückt wird, wobei der Rotor von der Rotor-Betätigungseinrichtung (15, 16; 209, 212) in Drehung versetzt wird und der Rotor für die Drehbewegung von der Rotor-Halteeinrichtung gehalten wird, dadurch gekennzeichnet, dass der Rotor (100; 204) von der Steuereinrichtung, die auf die Rotor-Betätigungseinrichtung (15, 16; 209, 212) einwirkt, auf einer vorgegebenen Drehzahl oder nahe an ihr gehalten wird, wobei die Steuereinrichtung als Eingangsvariablen eine erste Eingangsvariable, die von der Betätigungseinrichtung abgeleitet wird und den Energieverbrauch von der Betätigungseinrichtung umfasst, und eine zweite Eingangsvariable empfängt, die von der Betätigungseinrichtung abgeleitet wird und die tatsächliche Drehzahl des Rotors umfasst, wodurch die Steuereinrichtung ausgehend von Signalen, die von der Betätigungseinrichtung bereitgestellt werden, die Förderhohe (H) in der Pumpe und/oder die Förderleistung (Q) des Fluids bis auf einen Näherungswert vorgegebener Genauigkeit schätzt, wobei die Steuereinrichtung ausgehend von den Schätzwerten, gewünschten Einstellpunkten und vorgegebenen Werten eine gewünschte Drehzahl berechnet und die Steuereinrichtung die Rotor-Betätigungseinrichtung dazu veranlasst, den Rotor in eine Drehung mit jener gewünschten Drehzahl zu versetzen.
Pumpe und System nach Anspruch 1, wobei die Pumpe in einem vorgegebenen Bereich der Förderleistung eine im Wesentlichen konstante, stetige Kennlinie der Förderhöhe (H)/Förderleistung (Q) hat.
Pumpe und System nach Anspruch 1 oder Anspruch 2, wobei die Flügel (8; 207) des Rotors (100; 204) so beschaffen sind, dass der Flügeltiefenwinkel an der Mittellinie der Flügel im Wesentlichen radial zu den Innenwänden des Pumpenhohlraums geneigt ist.
Pumpe und System nach Anspruch 1 oder Anspruch 2 oder Anspruch 3, auf der Erfassung der elektromtorischen Kraft beruhend, die in einer oder mehreren Spulen (209; 212) induziert wird, welche einen Teil der Betätigungseinrichtung bilden.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 1 bis 4, wobei der Rotor (100; 204) Flügel (8; 207) aufweist, die so beschaffen sind, dass die relative Geschwindigkeit des Fluidabflusses von den Flügeln im Wesentlichen radial in Bezug auf die Rotorachse ist.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 1 bis 5, wobei die Rotor-Halteeinrichtung hydrodynamisches Halten in drei Translations- und zwei Rotations-Freiheitsgraden gewährleistet.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 1 bis 6, wobei die Pumpe eine Pumpe mit niedriger spezifischer Drehzahl ist.
Pumpe und System nach Anspruch 7, wobei die Pumpe eine spezifische Drehzahl im Bereich von 5 – 100 U/min (m³/s) (N/m²) hat.
Pumpe und System nach Anspruch 7, wobei die Pumpe eine spezifische Drehzahl von 45 – 50 U/min (m³/s) (N/m²) hat.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 1 bis 9, wobei die Pumpe eine Rotations-Blutpumpe mit einem Rotor (100; 204) umfasst, der aufgrund der Schub kräfte, die bei Verwendung des Rotors während der Bewegung von dem Rotor erzeugt werden, hydrodynamisch innerhalb des Pumpengehäuses frei schwebend gehalten wird, während er sich um die Rotorachse dreht.
Pumpe und System nach Anspruch 10, wobei die Schubkräfte von Flügeln (8; 207) des Rotors (100; 204) erzeugt werden.
Pumpe und System nach Anspruch 11, wobei die Schubkräfte von den Rändern (101, 102, 103) der Flügel (8; 207) des Rotors (100; 204) erzeugt werden.
Pumpe und System nach Anspruch 12, wobei die Ränder der Flügel abgeschrägt oder nicht planar sind, so dass während der relativen Bewegung zwischen den Rändern und dem Pumpengehäuse ein Schub zwischen ihnen erzeugt wird.
Pumpe und System nach Anspruch 12, wobei die Ränder der Flügel so geformt sind, dass der Spalt (104) am vorderen Ende (102) des Flügels (8) größer ist als am hinteren Ende (103) und somit das Fluid, das durch diesen Spalt eingezogen wird, eine keilförmige Verengung erfährt, durch die ein Schub erzeugt wird.
Pumpe und System nach Anspruch 10, wobei die Pumpe eine Zentrifugal- oder eine Halbaxialpumpe ist, wobei die Flügel des Rotors sowohl auf der Vorderseite als auch auf der Rückseite des Pumpengehäuses offen sind.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 10 bis 15, wobei die Vorderseite des Pumpengehäuses konisch gestaltet ist, so dass die Schubkraft quer zu konischen Oberfläche eine radiale Komponente aufweist, die während des Gebrauchs für eine radiale Verschiebung der Rotorachse eine radiale Rückstellkraft sicherstellt.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 10 bis 16, wobei das Antriebsdrehmoment des Rotors von der magnetischen Wechselwirkung zwischen Permanentmagneten innerhalb der Flügel des Rotors und Schwingströmen in Wicklungen herrührt, die innerhalb des Pumpengehäuses eingeschlossen sind.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 10 bis 14 oder nach Anspruch 17, wobei die Pumpe eine Axialpumpe ist.
Pumpe und System nach Anspruch 18, wobei der Rotor innerhalb eines gleichförmigen zylindrischen Abschnitts des Pumpengehäuses abgeschrägte Lagerflächen für die Flügel aufweist, die ein hydrodynamisches Radiallager bilden.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 10 bis 19, wobei das Innere des Pumpengehäuses an beiden Enden einen sich verringernden Radius aufweist und wobei die hydrodynamischen Schubkräfte am Ende eine axiale Komponente aufweisen, die das Axiallager bilden kann.
Pumpe und System nach Anspruch 18 oder 19, wobei Magnetkräfte das Axiallager bilden.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 1 bis 21, wobei die Steuereinrichtung ausgehend von Signalen aus der Betätigungseinrichtung einen Schätzwert des Arbeitspunktes bis auf einen Näherungswert vorgegebener Genauigkeit berechnet, wobei die Steuereinrichtung die Pumpe steuert, indem sie einen vorgegebenen Arbeitspunkt mit dem Schätzwert des Arbeitspunktes vergleicht und die momentane Pumpendrehzahl und die elektrische Eingangsenergie während des Gebrauchs durch angemessene Auswahl einer Steuerzeitkonstante vom Herzen moduliert werden können.
Pumpe und System nach Anspruch 22, wobei die Steuerzeitkonstante des Steuersystems größer ist als die Rotationsträgheits-Zeitkonstante des Rotors.
Pumpe und System nach Anspruch 22, wobei die Steuerzeitkonstante wenigstens einen Herzzyklus lang ist.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 22 bis 24, wobei die zweite Eingangsvariable die momentane Pumpendrehzahl umfasst.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 22 bis 25, wobei die erste Eingangsvariable die elektrische Energie darstellt, die der Rotor-Betätigungseinrichtung zugeführt wird.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 22 bis 26, wobei die Pumpe so ausgelegt ist, dass sie entsprechend einer relativ flachen Förderhöhe/Förderleistung-Kennlinie arbeitet.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 22 bis 27, wobei eine Änderung in der Drehzahl des Rotors während des Gebrauchs zulässig ist und anschließend zum Berechnen eines verbesserten Schätzwertes für den Druckanstieg in der Pumpe und den Durchsatz verwendet wird.
Pumpe und System nach Anspruch 27, wobei die Förderhöhe/Förderleistung-Kennlinie flach genug ist, damit die Förderhöhe bis zu einem ausreichenden Näherungswert oberhalb eines vorgegebenen Betriebsbereiches konstant bleibt, wodurch das System im Betriebsbereich jene Pumpendrehzahl annehmen kann, die proportional zur Förderleistung ist.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 22 bis 29, wobei der vorgegebene Arbeitspunkt so berechnet wird, dass eine minimale Pumpendrehzahl derart aufrechterhalten wird, dass die minimale Förderhöhe innerhalb der Pumpe nicht zunimmt.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 22 bis 30, wobei das System gewährleistet, dass die minimale Pumpendrehzahl stets größer ist als oder genauso groß ist wie die minimale Drehzahl, bei der eine Förderleistung zu verzeichnen ist, die kein Zurückfließen ermöglicht.
Pumpe und System nach Anspruch 31, wobei die Drehzahl, bei der ein Zurückfließen bzw. ein negativer Strom einsetzt, als jene Pumpeneinstellpunkt-Drehzahl festgelegt wird, auf der während der Diastole die Höhe und die Phasenverzögerungen zwischen dem Druck am Pumpenauslass fallen, was zu einer Umkehr der Strömung führt.
Pumpe und System nach Anspruch 31 oder 32, wobei die Pumpendrehzahl, bei der laut Berechnung ein Zurückfließen eintritt, wie folgt berechnet wird: Nregurg = N(t) für Qdiastole = 0L/min.
Pumpe und System nach einem der Ansprüche 1 bis 33, wobei die Steuereinrichtung ausgehend von Signalen aus der Betätigungseinrichtung einen Schätzwert des Arbeitspunktes bis auf einen Näherungswert vorgegebener Genauigkeit berechnet, wobei die Steuereinrichtung die Pumpe steuert, indem sie einen vorgegebenen Arbeitspunkt mit dem Schätzwert des Arbeitspunktes vergleicht, und wobei die Pumpe so ausgelegt ist, dass sie entsprechend einer relativ flachen Förderhöhe/Förderleistung-Kennlinie arbeitet.
Pumpe und System nach Anspruch 34, wobei es an dem vorgegebenen Arbeitspunkt bzw. in seiner Nähe keinen Wendepunkt in der Förderhöhe/Förderleistung-Kennlinie gibt.
Pumpe und System nach Anspruch 34 oder Anspruch 35, wobei die Pumpe einen nahezu radialen Abfluss von dem Rotor aufweist.
Pumpe und System nach Anspruch 34 oder Anspruch 35 oder Anspruch 36, wobei die Pumpe eine geringe spezifische Drehzahl hat.